TỐNG CÔNG TY ĐIỆN Lực VIỆT NAM

VIỆN NÀNG LƯỢNG

N CỨU THIẾT KÊ' ỨNG DỤNG

VÒI PHUN THAN BỘT KIỂU VOTEX UD CHO Lồ HƠINHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN UỐNG BÍ

1

VNL.46

Hà Nội - 8/1996

TỔNG CÔNG TY DIỆN Lực VIỆT NAM

VIỆN NĂNG LƯỢNG

NGHIÊN CỨU THIẾT KẾ ỦNG DỤNGVÒI PHUN THAN BỘT Kiêu VOTEX UD

CHO LÒ HƠI NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN UÔNG BÍ

Viện trưởng Viện Năng lượng

Chủ nhiệm đề tài:

Trưởng phòng ĐNT-NĐ-MT:

Những người tham gia:

1. KS. Lê Tuấn Phong

3. KS. Vũ Danh Nhung

5. KS. Nguyễn Hữu Thanh

7.KS. Tô Thị Ngọc

9. KS. La Hoài Minh

PTS. Trần Quốc Cương

PTS. Nguyễn Phú Gia

KS. Tạ Văn Hường

2. KS. Nguyễn Tuấn Nghiêm

4. KS. Nguyễn Huy Vũ

6. KS. Trần Hữu Đồng

8.KS. Lê Minh Hà

Hà Nội - 8/1996

1

MỤC LỤC

Trang

Lời nói đầu-- - . 1 ... .. ....

3

Chương 1 Vài nét về sự phát triển nhà máy điện Uông Bí 5

1.1 Quá trình xây dựng nhà máy điên Uông Bí 5

1.2 Những thông số cơ bản của các khối cao áp 7

Chương 2 Hiện trạng chất lượng các lò cao áp 11

2.1 Đặc điểm chung ưong vận hành các lò cao áp 11

2.2 Đánh giá hiện trạng chất lượng các lò hơi cao áp 13

2.3 Đánh giá hiên trạng các hê thống đo lường điều khiển của các lò hơi cao áp

13

2.4 Hê thống khử bụi và thải tro xỉ 14

Chương 3 Tổng hợp, thống kê, đánh giá các đợt cải tạo vòi phun và buồng lửa

19

3.1 Tóm tắt các quá trình cải tiến 19

3.2 Các kết quả thí nghiêm ở giai đoạn đầu (1975-1978) 21

3.3 Các kết quả thí nghiêm ở giai đoạn 2 (1978-1985) 27

34 Các kết quả thí nghiêm ở giai đoạn 3 (1985 - 1990) 29

3.5 Các kết quả thí nghiêm ở giai đoạn 4 (1991 đến nay) 37

Chương 4 Những nghiên cứu về vòi đốt Votex - UD trên thế giới 43

4.1 Khái niêm chung và lý thuyết cơ bản về vòi đốt Votex - UD

43

4.2 Vòi đốt UD (Untra- Dense) của hãng MHI 44

1

4.3 Vòi phun đốt bột than hai cấp PAX của 48liên doanh Trung- Mỹ

4.4 . Vòi phun đốt bột than hai cấp WR 48của Hãng Hitachi

- - - - ------- — . -4 ----- . ... — . -.

4.5 Vòi phun đốt than kém phẩm chất của 51hãng Foster Weeler

Chương 5 Tính toán thiết kế vòi UD cho nhà máy điện Uộng Bí 54

5.1 Tính toán cân bằng gió và than 54

5.2 Tính toán cân bằng gió máy nghiền 55

5.3 Tính toán thiết kế cycỉon vòi phun 58

5.3.1 Mổ tả cấu tạo vòi ƯD dùng cho lò hơi nhà máy 58

điên Uông bí

5.3.2 Những thông số để tính thiết kế 61

5.3.3 Kết quả tính toán 62

5.4 Tính toán thiết kế hộp gió toàn bộ vòi phun 62

5.4.1 Tính toán phân chia tỷ lê các loại gió 62

5.4.2 Tính toán thiết kế miệng ra các loại gió 65

5.5 Tính toán trở lực đường gió 65*5.5.1 Tính toán trở lực của vòi phun UD 65

5.5.2 Tính toán trở lực từ quạt gió đến vòi phun 75

Chương 6 Kết luận và kiến nghị 82

Tài liệu tham khảo 85

2

LỜI NÓI ĐẦU

Trong những năm tới tỷ trọng sắn xuất điên của các nguồn điên dùng than trong tổng sản lượng điện sẽ tăng dần. Năm 1996 là 10,2%, 1998 là 11,3% và năm 2000 lên đến 15,6%. Trong khi đó những nhà máy nhiệt điên than hiên đang vận hành đều được chế tạo và trang bị kỹ thuật từ những năm đầu cửa thập kỷ 70 trở về trước. Tình trạng thiết bị cũ nát, công nghê đã lạc hậu nhiều so với thế giới. Độ tin cậy trong vận hành thấp, hiệu suất của các tổ máy không cao. Những nhà máy mới sẽ xây dựng trong thời gian tới sẽ không thể đưa vào hoạt động trước năm 1999. Như vậy để có thể thực hiên được mục tiêu 15,6% sản lượng điện do các nhà máy nhiệt điện than, cần thiết phải khôi phục, nâng cấp đảm bảo độ tin cậy, khả năng vận hành an toàn và đạt cồng suất và hiệu suất cao.

Nhà máy nhiệt điên Uông bí là một trong những nhà máy nhiêt điện than lớn của chúng ta hiên nay. Trước khi có Phả lại nhà máy nhiệt điện Uông bí đóng một vai trò rất quan trọng trong các nguổn phát của hê thống điên Việt nam. Từ khi chúng ta có Phả lại và đặc biệt khi có thuỷ điên Hoà bình vai trò của nhiệt điên Uông bí ngày càng giảm. Tổng số giờ huy động của các khối cao áp giảm đi rõ rệt (có những năm 80 sản lượng điên đạt tới 668.295 MWh còn từ những năm 90 -95 sản lượng điện chỉ đạt còn khoảng 200.000 MWh). Hiên nay việc sản xuất điện của nhà máy chủ yếu mang tính chất điều tần, sản lượng điên yêu cầu không cao, nhưng tính kịp thời và tin cậy là điều bắt buộc, mặc dù nhà máy có chỉ tiêu KTKT (730 gr./kWh) vào loại trung bình trong các nhà máy nhiệt điên của chúng ta.

Trong Tổng sơ đổ phát triển điên ực Việt nam, giai đoạn 1996 - 2000 có xét triển vọng tới năm 2010 đã khẳng định sự cần thiết phải duy trì nhà máy điên Uông bí cho đến khi các tổ máy của thuỷ điên Sơn la được đưa vào vận hành (khoảng 2007 hoặc 2010 ). Hiện tại từ 1997 cho đến năm 2000 để đáp ứng nhu cầu điện cho hệ thống trong khi các dự án nhiệt điên và thuỷ điện chưa được đưa vào vận hành. Nhà máy sẽ phải huy động công suất trung bình là 75 - 80MW. Đặc biệt vào các tháng kiệt nước (từ tháng 12 đến tháng 4 ) nhà máy phải mang hết công suất là 105MW. Còn các tháng mùa mưa sẽ chạy dự phòng cho hê thống và kết

3

hợp đại tu, sửa chữa các tổ máy để đảm bảo tính sẵn sàng và độ tin cậy trong vận hành của các thiết bị. Do đặc tính vận hành như vậy cần phải cải tạo thiết bị lò hơi sao cho: Quá trình cháy ttong buồng lửa lò hơi cháy một cách ổn định trong các giải huy động công suất từ 60 - 100 %. Hiệu suất cao và khả năng huy động nhanh, đáp ứng tính sẵn sàng của thiết bị.

- ----- - - ---- - 1 -------------- ------- - -

Thời gian vừa qua Viên Năng lượng cùng cộng tác với MHI nghiên cứu triển khai sử dụng vòi đốt Votex - UD đốt thử than Vàng Danh trên lò thí nghiêm ở Nagasaki. Những kết quả thu được từ những thí nghiêm đã khẳng định tính ưu việt của loại vòi đốt này đối với than antraxit Việt nam. Đặc biệt đối vói loại than khó bén cháy của chúng ta như than Vàng danh. Viên Năng lượng đề xuất phương án cải tạo các vòi phun của lò hơi khối cao áp nhà máy điện Uông bí trên cơ sở: Nghiên cứu tổng thể, đúc kết tất cả những kinh nghiêm nghiên cứu cải tạo vòi phun từ trước đến nay. Tính toán kiểm tra lại các khả năng sấy, nghiền than của các hê thống chế biến than. Cân bằng phân phối hợp lý hơn các loại gió tham gia vào quá trình cháy ưong buồng lửa. Cải tạo các vòi phun xoáy kiểu YT - 9 sang các loại vòi phun kiểu UD thổi thẳng. Việc cải tạo vòi phun nhằm đạt những mục tiêu sau :

• Bảo đảm vùng tỏa chất bốc ngay miệng vòi phun và bén cháy chất bốc với khoảng cách hợp lý.

• Vói sự trợ giúp của các phân ly gió cấp I ngay tại vòi phun sẽ làm than bột có khả năng bén cháy ở nhiệt độ thấp hơn so với các loại vòi phun khác.

• Bằng cách phân phối và bố trí các loại gió hợp lý sẽ tạo ra vùng cháy mạnh ở tâm buồng lửa. Sẽ tránh được hiên tượng đóng xỉ của buồng lửa, bởi tâm cháy được bao bọc xung quanh bằng các luồng gió cấp n.

• Với vòi phun UD lò hơi có khả năng giảm thiểu phát thải khí NOX từ (50-:- 70)% so với các lò hơi có sử dụng vòi phun truyền thống.

• Khả năng giảm tải của lò hơi khoảng (50-:-60)% tải định mức mà không phải kèm dầu, lò vẫn cháy ổn định. Hiệu suất của lò sẽ đạt được từ (83-:-86) % ở tải định mức.

4

Chương 1

VÀI NÉT VỂ Sự PHÁT TRIỂN NHÀ MÁY ĐIỆN UÔNG BÍ

1.1. Quá trình xây dựng nhà máy điện Uông Bí

Nhà máy điên Uông bí do Liên xô giúp ta xây dựng và lắp ráp với tổng công suất đặt là 153MW bao gổm 4 đợt như sau :

ai Đợt 1. Gồm hai tổ lò hơi - tua bin có công suất 24 MW, bao gổm hai lò hơi kiểu BKZ - 75 - 39 OB và hai tua bin kiểu AK - 12 . Đợt 1 được đưa vào vân hành năm 1961.

b! Đợt 2. Cũng như đợt 1 xây dựng hai tổ được đưa vào vận hành năm 1964.

Đặc tính kỹ thuật của các khối trung áp trong đợi 1 và 2 như sau :

• Sản lượng hơi định mức : 4 X 75 T/h

• Công suất định mức của tua bin : 4 X 12 MW

• Áp lực hơi vào tua bin : 35 ata

• Nhiệt đô hơi vào tua bin 440 °C

Đợt 1 và 2 được lắp đặt theo sơ đồ liên hê ngang.

d Đợt 3. Lắp đặt 1 tổ máy có công suất 50 MW , bao gồm 2 lò hơi kiểu IIK - 20 - 3 và 1 tua bin kiểu BK - 50 - 90 - 3 . Lắp theo sơ đổ khối. Đợt 3 được đưa vào vận hành năm 1975.

d/ Đợt 4. Lắp đặt 1 tổ máy có công suất 55 MW gồm 2 lò hơi và 1 tua bin tương tự như ở đợt 3. Đợt 4 được đưa vào vận hành năm 1977

5

Những đặc tính kỹ thuật chủ yếu của khối cao áp như sau :

Đơt 3 Đơt 4

• Sản lượng hơi định mức T/h 2x 110 2x 120

• Công suất tua bin MW 50 _ 55. .

• Áp lực hơi vào tua bin ata 90 90

• Nhiệt độ hơi vào tua bin °C 535 535

• Chân không bình ngưng ata 0.04 0.04

Theo thiết kế, nhà máy điện Uông bí sử dụng nguổn nhiên liêu chính là than cám của mỏ Vàng danh.

Cho đến nay, trải qua 35 năm sản xuất có thể thấy những giai đoạn chính của nhà máy với những nét nổi bật như sau :

• Giai đoạn 1961 -1967. Nhà máy vận hành ổn định không có những khó khăn gí lớn, nguổn nhiên liêu chính là than mỏ Hòn gai, cẩm phả.

• Giai đoạn 19668 - 1972. Nhà máy điện Uông bí là đối tượng đánh phá của không quân Mỹ và chịu sự phá huỷ nặng nề. Nguồn than sử dụng là vùng than Vàng danh và Mạo khê. Trong thời kỳ này các lò hơi trung áp bị đóng xỉ nghiêm trọng, chu kỳ vận hành không kéo dài hơn 30 ngày. Thiết bị bị hư hỏng nhiều, sửa chữa và chắp vá không hoàn chỉnh.

• Giai đoạn 1973 -1975. Khôi phục các khối trung áp sau chiến tranh phá hoại và bắt đầu xây dựng các khối cao áp. Trong thời kỳ này nhà máy vẫn sử dụng nguổn than từ Vang danh và Mạo khê. Năm 1974 sau khi cải tiến lò hoi vấn đế đóng xỉ đã được giải quyết một phần ở lò hơi số 2, tạo điều kiên nghiên cứu giải quyết việc đóng xỉ của các lò hơi trung áp còn lại sau này.

• Giai đoạn 1975 -1984. Cấc khối cao áp được đưa vào vận hành và nhà máy điên Uông bí trở thành nguồn phát chủ lưc của hê thống điên Viêt nam. Các lò hơi cao áp sau khi đưa vào vận hành đã bị đóng xỉ nghiêm ttọng, chu kỳ vân hành không có khối nào vượt quá 20 ngày . Trong thời kỳ này từ năm 1979 nhà máy

6

không sử dụng than Vàng danh nữa mà chuyên sang sử dụng các nguồn than từ Hòn gai và cẩm phả.

• Giai đoạn 1984 - 1991. Do có các tổ máy của nhiệt điên Phả lại mới vào vai ttò chủ lực của nhà máy điên Uông bí giảm xuống . Nhà máy sản xuất ở mức thấp hon. Nguồn nhiên liệu thay đổi, nhà máy chuyển sang đốt một phần than từ mỏ Vàng danh , không còn nguổn than từ mỏ Mạo khê nữa. Từ năm 1989 nhà máy đốt hoàn toàn than Vàng danh. Thiết bị tiếp tục bị xuống cấp mà không có nguồn vật tư thay thế. Do thay đổi nguồn nhiên liệu nên lò không mang được công suất định mức, có lò hơi như lò số 5 và số 6 quá trình cháy không đảm bảo nên hiệu suất của chúng không cao chỉ đạt ở mức 55 - 60 % .

• Giai đoạn từ 1991 đến nay. Nhà máy có kế hoạch khôi phục lại các khối cao áp, kết hợp cải tiến vòi phun, đai cháy và tường lò. Công suất và hiệu suất của các lò hơi có được nâng cao hơn. Hiện nay hiệu suất của các lò hơi đã đạt được tới 75-80% . Các chỉ tiêu kinh tế, kỹ thuật có hơn so với giai đoạn 1984 - 1991 song vẫn chưa đạt tới các chỉ tiêu theo thiết kế.

1.2. Những thông số cơ bản củạ các khối cao áp

Hai khối cao áp của nhà máy điên Uông bí được lắp đặt theo sơ đổ khối. Mỗi khối gồm 2 lò hơi và 1 tua bin. Theo đánh số thứ tự của nhà máy là: Khối 5 gổm lò hơi số 5 + lò hơi số 6 và tua bin số 5 . Khối 6 gổm lò hơi số 7 + lò hơi số 8 và tua bin số 6. Các thông số kỹ thuật chủ yếu của các khối cao áp như sau :

Khối 5 Khối 6

• Năng suất hơi định mức t/h 2x 110 2x 120

• Áp lực hơi trong bao hơi ata 110 110

• Áp lực hơi quá nhiệt ata 100 100

• Nhiệt độ hơi quá nhiệt °C 540 540

• Nhiệt độ không khí nóng °C 303 310

• Công suất định mức tua bin MW 50 55

7

• Áp lực hơi mới vào tua bin ata 90 90

• Nhiệt đô hơi vào tua bin °C 535 535

• Áp lực hơi thoát ata 0.04 0.04

• Nhiệt độ nước cấp °C 215 215 - -

Lò hơi của các khối cao áp là lò hơi kiểu nK - 20 - 3 là lò hơi kiểu ống nước đứng, có một bao hơi, tuần hoàn tự nhiên được thiết kế đốt than Vàng danh có thành phần như sau :

Bảng 1. Chất lượng than dùng để thiết kế lò hơi kỉểu nK -20-3

Các số liêu và thông số thiết kế chủ yếu của các lò cao áp như sau

• Hàm lượng Các bon làm việc c lv = 73,6 %

• Hàm lượng Hydro làm việc Hỉv = 1,3 %

• Hàm lượng 0 xy làm việc olv = 2,2 %

• Hàm lượng Nitơ làm việc Nlv = 0,2 %

• Hàm lượng Lưu huỳnh làm việc Sjv = 0,4 %

• Độ tro làm việc Alv = 16,8%

• Độ ẩm làm việc w lv = 5,5 %

• Độ ẩm tối đa wmax = 9,6%

• Tỷ lê chất bốc V = 5,5 %

• Nhiệt trị thấp làm việc Q tlv = 6020 Kcal/kg

• Hiệu suất thô của lò n = 90,65%

• Tổn thất khói thoát q2 = 4,7%

8

• Tổn thất cơ khí + hoá học 93 + 94 = 4,0%

• Tổn thất toả nhiệt vào môi trường q5 = 0,65%

• Nhiệt độ cháy lý thuyết T = 1863 °C

• Nhiệt độ khói ra khỏi buổng đốt 1043 °C

• Nhiệt độ khói sau feston 1000 °C

• Nhiệt độ khói sau sấy hơi cấp 2 690 °C

• Nhiệt độ khói sau sấy hơi cấp 1 553 °C

• Nhiệt đô khói sau hâm nước cấp 2 376 °C

• Nhịệt độ khói sau sấy không khí cấp 2 297 °C

• Nhiệt độ khói sau hâm nước cấp 1 ( khói thoát) 121 °C

• Nhiệt độ khói sau bộ khử tro 72 °C

• Kích thước buổng đốt như sau :

Chiểu dài 6690,00 mm

Chiều rộng 7170,00 mm

Thể tích buổng đốt 699,00 m3

Thể tích nước 57,00 m3

Lò được trang bị 4 vòi đốt tròn , loại xoáy kiểu Y - T9 lắp đặt tại hai vách bên buồng đốt ở cốt 9600 mm. Để tạo độ xoáy hỗn hợp gió cấp CI và cn đều được dẫn tiếp tuyến với thân vòi đốt. Trên đường gió cấp 2 ở thân vòi đốt có lắp đặt lá chắn lưỡi gà để điều chỉnh vận tốc gió, khả năng xoáy và vị trí ngọn lửa. Miệng vòi đốt có góc loe 30° làm cho dòng cháy loe rồng kết quả làm ngọn lửa dễ cháy và tán rộng. Để khắc phục hiện tượng đóng xỉ các vòi đốt được quay lệch vào tâm buồng đốt một góc là 5°.

9

Quạt khói kiểu D20 X 2, tốc độ quay n =592 v/p, áp suất đầu đẩy p = 258mm H20, năng suất Q = 170.000 m3/h.

Quạt gió kiểu BDH 18-11, tốc đô quay n = 990 v/p, áp suất đầu đẩy p = 379 mm H2O, năng suất Q = 123.600 m3/h.

Quạt máy nghiền kiểu BM - 40/750 1T, số lượng 2 cái, tốcn = 1480 v/p, năng suất Q = 33.100 m3/h.

độ quay

10

Chương 2

HIỆN TRẠNG CHẤT LƯỢNG CÁC LÒ CAO ÁP1---- - - - - .... -

2.1. Đặc điểm chung trong vận hành các lò cao áp

Từ khi các tổ máy cao áp của nhà máy nhiệt điện Uông bí được đưa vào vận hành cho đến lúc có nhà máy điện Phả lại thì các tổ máy này là nhưng nguổn phát chủ lực của ngành điên, do đó chúng được khai thác một cách triệt để, phát huy nâng lực một cách tối đa. Nhưng do có những thiếu sót của thiết kế vì chựa lường hết được những yếu tố thực tế của Việt nam, nên trong suốt thời gian vận hành đã có nhiểu vấn để xẩy ra làm ảnh hưởng đến năng lực hoạt động cũng như tình trạng thiết bị. Cụ thể những yếu tố lớn như là :

• Nhiên liêu sử dụng khác nhiều so với thiết kế.

• Sử dụng nước mặn để làm mát bình ngưng và các thiết bị khác.

• Mất cân đối trong khâu thiết kế, cải tạo, đấu nối giữa các khối cao áp và các khối trung áp sẵn có.

• Do yêu cầu sản xuất điện của hê thống, việc khai thác thiết bị quá triệt để, nên nhiều khi thiết bị phải vân hành trong tình trạng sự cố, thời gian ngừng để sửa chữa không đảm bảo đủ để thực hiện hết các khối lượng công việc.

• Nhiên liêu thay đổi nhiều lần với các chất lượng khác nhau nhiều.*

Trong những năm qua tình hình vận hành có những vấn đề lớn như sau:

1. Buồng đốt bị đóng xỉ nghiêm trọng ngay từ khi mới bắt đầu đưa lò hơi vào vận hành. Chu kỳ vận hành chỉ kéo dài được từ 10 - 20 ngày lại phải dừng để đục xỉ và sửa chữa. Khối lượng xỉ phải đục ra rất lón (có lúc tói 100 m3). Việc đóng xỉ đã gây hư hỏng thiết bị rất nhiều, đặc biệt là các dàn ống sinh hơi vùng phễu lạnh.Từ năm 1981 đã tiến hành nghiên cứu cải tiến buồng lửa để khắc phục

11

hiên tượng đóng xỉ đến năm 1984 mới hoàn toàn loại trừ được hiên tượng này. Nhưng hậu quả của nó để lại quá nặng nể.

2. Trong thời gian đầu nước bổ sung cho khối cao áp được lấy từ nước ngưng của khối trung áp. Bản thân nước ngưng này chất lượng thấp cộng với tổn thất hơi,

- nước của khối cao áp quá caọ nên đã dẫn đến tình trạng nước lò cao áp quá xuấ. Hậu quả là các dàn ống sinh hơi bị đóng cáu nhiều dẫn đến nổ ống và án mòn ống bên trong.

3. Nguổn nhiên liêu cung cấp cho nhà máy điện Uông bí thay đổi nhiều và chất lượng than sử dụng cũng thay đổi theo :

• Từ 1975 - 1978 : Than mỏ Vàng danh và Mạo khê.

• Từ 1978 - 1981 : Than mỏ Hòn gai - Mạo khê

• Từ 1982 - 1987 : Than mỏ Hòn gai - cảm phả.

• Từ 1988 - 1989 : Than mỏ Hòn gai - Vàng danh

• Từ 1990 đến nay : Than mỏ Vàng danh

Trong suốt quá trình thay đổi các nguồn nhiên liêu đốt như vậy nhà máy mới chỉ tập trung vào giải quyết chế độ cháy ổn định, không phải kèm dầu, không bị đóng xỉ và nâng hiệu suất lên tới 80%. Tuy vậy do sự xuống cấp chung của thiết bị nên hiệu suất của lò hơi ngày càng giảm xuống và thiết bị ngày càng hư hỏng.

4. Từ năm 1988, sau khi cải tiến tường lò bằng kiểu tường nặng bằng gạch thì lượng bụi có giảm đi nhưng vẫn không giải quyết được tình trạng vận hành lò dương. Bằng việc làm kín lò như vậy thì vấn đề sức hút buồng lửa đã sơ bộ giải Cịuyết được và quạt khói làm việc đã có dự phòng.

5. Do việc lên xuống lò nhiều lần (vì đóng xỉ, sự cố thiết bị và các nguyên nhân khác) cộng với việc vi phạm các thông số vận hành đã dẫn đến việc kim loại đường ống hơi chính ở các cút, các ống góp hơi bị rão, mỏi nhiệt, không đảm bảo an toàn khi vận hành với thông số hơi định mức.

12

2.2. Đánh giá hiện trạng chất lượng các lò hơi cao áp

[ * Trong suốt quá trình từ khi bắt đầu vận hành cho đến nay, khối lò cao ápthường kỳ được đại tu, sửa chữa, cải tiến và hiệu chỉnh đúng như thiết kế

I hoặc phù hợp với sự thay đổi của các nguổn nhiên liệu hay thực tế vận hành,ị Các bộ phận thường được thay thế như : dàn ống sinh hơi, các bộ hấp thụ

nhiệt, phần đuôi lò, đường dẫn khói, bộ khử bụi v.v... .

I Kỳ đại tu gần đây nhất của mỗi lò như sau :

Lò hơi số 5 đại tu lần cuối vào năm 1992

Lò hơi số 6 đại tu lần cuối vào năm 1991

Lò hơi số 7 đại tu lần cuối vào năm 1993

Lò hơi số 8 đại tu lần cuối vào năm 1995

Trong các lần đại tu của từng lò, hầu hết các phần thiết bị chính nếu có những hư hỏng nặng đều được thay thế mới, hoặc khôi phục theo thiết kế như các phần dàn ống sinh hơi, các bộ quá nhiệt, các bộ hâm v.v...

Các thiết bị phụ khác của lò đểu được sửa chữa theo đúng thiết kế. Nhóm các thiết bị phụ bao gồm cả hê thống cung cấp và chế biến nguyên liệu, bơn nước, bơm dầu các loại, quạt gió, quạt khói... thường không có những hư hỏng lớn chỉ cần thay thế các chi tiết mòn, vỡ cũng đảm bảo khả năng làm việc bình thường và tin tưởng.

Nhìn toàn cục tình trạng thiết bị của các lò cao áp đã được phục hổi như thiết kế, độ tin cậy trong vận hành của chúng đã được nâng lên. Tình ttạng thực tế thiết bị lò hơi cao áp được dẫn giải trong các bảng sau : (xem bảng 2)

2.3. Đánh giá hiện trạng các hệ thống đo lường điều khiển của các lò hơi

cao áp

Hệ thống đổng hổ đo lường, điều khiển từ xa trái qua nhiều nãm vận hành không có đủ thiết bị thay thế sửa chữa và do bản thân lò hơi xì hở nhiều làm cháy nhiều đường cáp điều khiển, đo lường. Do vậy các hê thống tự động hầu như không làm việc, hê điều khiển từ xa chỉ làm việc khoảng 15 % . Hộ

13

đo lường làm việc thiếu tin cậy và kém chính xác. Tình trạng hiện tại của các thiết bị cụ thể như sau : (xem bảng 3)

2.4. Hệ thống khử bụi và thải tro xỉ

Hệ thống khử Ịọc bụi gổm các ống ventury và bộ khử bụi ướt, mỗi lò có hai bộ lắp song song.

Hê thống lọc bụi làm việc kém hiệu quả. Các vòi phun và đường ống dẫn nước vào khử bụi do dùng nước mặn hay bị hỏng và thủng làm giảm hiệu quả phun nước. Các vòi phun ở thân khử bụi hay bị cụt, làm nước phun thẳng vào khói, tro bị ướt đọng lại nhiều trong quạt khói. Trong thời gian qua thực chất các khử bụi không làm việc, vì những lý do nếu trên làm cho quạt khói chóng bị mài mòn dẫn đến mất cân bằng và rung khi vận hành.

Do dùng nước mặn làm nước tống tưới nên các đường ống, van và các bơm xỉ bị ãn mòn nhanh. Các bơm thải xỉ hay bị hỏng do tốc độ mài mòn nhanh, đặc biệt là các tết chèn trục bơm. Trung bình khoảng 30 ngày phải thay ro to bơm. Cấc van đầu hút, đầu đẩy, van một chiều bị mòn hỏng rất nhanh. Nói chung trạm thải xỉ làm việc không an toàn, hay sự cố và hay bị đe doạ ngập trạm bơm mỗi khi ngừng.

14

Bflng 2. Tình trạng thiết bị lò hoi cao áp nhà máy điện Uông Bí

Hạng mục thiết bị Lò sô' 5 Lò sô' 6 Lò sô' 7 Lò sô' 8

1 2 3 4 5

Ống sinh hơi Thay thê' toàn bộ năm 1993

Thay thê' toàn bộ năm 1988 từ ống 076 x5 thành 076 x6

Thay mới năm 1993 Thay mới toàn bộ ống sang loại 076 X 6 năm 1995

Bộ quá nhiệt Thay thế toàn bộ năm 1993

Thay thê' 2 cấp của bộ quá nhiệt và khung sườn, giá đỡ năm 1988

Thay mới năm 1993 Tháy mới 2 cấp của bộ quá nhiệt năm 1995

Bộ hâm Thay thê' toàn bộ năm 1993

Thay mới 2 cấp bô hâm từ năm 1988

Thay mới năm 1993 Thay mới năm 1995

Đai cháy Đắp lại đai cháy kỳ tiểu tu năm 1996. Cải tiến đai cháy từ 120 m2 xuống 86 m2 và nâng mức 11,36 m lên mức 12m

Cải tiến như lò 5 Cải tiến như lò 5 Cải tiến như lò 5

Ẹảng 2. Tình trạng thiết bị lò hơi cao áp nhà máy điện Uổng Bí (tiếp theo)

1 2 3 4 5

Bô sấy không khí Thay mới năm 1992 Thay mới năm 1996 Thay mới năm 1993 Thay mới năm 1992

Quạt gió Đại tu năm 1992 Thay mới năm 1992. Đại tu địn kỳ năm 1996

Làm việc bình thường Q trục và rotor được thay thế năm 1993

Quạt khói Thay mới bầu quạt và rotor năm 1990

Thay mới bầu quạt và rotor năm 1989. Đại tu định kỳ năm 1996

Thay mới bầu quạt và rotor năm 1993

Thay mới bầu quạt và rotor nậm

Máy nghiền Thay mới năm 1990 Đại tu thay tấm lót, bánh răng chủ và ống sấy lớn (năm 1993). Đại tu định kỳ 1996

Đã sửa chữa năm 1993 Đại tu năm 1995

Máy cấp than nguyên

Thay mới băng tải 1993 làm việc bình thường

Băng tải và bun ke đã được thay mới từ 1994

Băng tải và bun ke đã được thay mới từ 1993

Làm việc bình thường

Máy cấp than bột Làm việc bình thường Thay mới bánh răng trục và vòng bi năm 1990

Làm việc bình thường Thay thế bánh răng trục

Bảng 2. Tình trạng thiết bị lò hơi cao áp nhà máy điện ưông Bí (tiếp theo)

1 2 3 4 5

Vòi phun Đã được cải tiến năm 1976 và 1990. Giảm góc phun từ 45° xuống 25°

Đại tu định kỳ năm 1996.Cải tiến năm 1990. Giảm

góc loe từ 45° xuống 29° và ống trung tâm.

Cải tiến năm 1993. Giảm góc loe từ 45° xuống 25°

Cải tiến năm 1995. Giảm góc loe từ 45° xuống 25°

Hộp gió Thay mới năm 1996

Bun ke than bột Năm 1992 cải tiến phễu bằng thép t

Ống dầu than bột Thay các cút ống bị mòn từ 1992

Phân ly than thô và mịn

Thay mới năm 1996 Lắp đặt mới năm 1993 Lắp đặt mới năm 1978

00

Bảng 3. Hiện trạng thiết bị các hệ thống đo lường điêu khiển của lò hơi

Hạng mực thiết bị Hiên trạng thiết bị

Hê thống liên động và bảo vệ tín hiệu Tủ bảng điều khiển của khối 5 và 6 đã cũ, làm việc kém tin tưỏng, các loại đồng hồ thuộc thế hê cũ. cần nâng cấp trọn bộ các thiết bị liên động và bảo vê tín hiệu.

Hê thống thiết bị kiểm nhiệt Các loại đồng hồ kiểm nhiệt thiếu nhiều như: Đồng hồ áp kế chỉ thị, đồng hồ đo nhiệt độ, đồng hồ đo lưu lượng, các loại máy phát xung... .

Các thiết bị điều khiển từ xa của các đường gió

Các thiết bị điều khiển từ xa các lá chắn đường gió CI, C.II và C.III hầu như không hoạt động, tất cả đều phải điều chỉnh tại chỗ bằng tay.

Hê thống chế biến than bột Cần đại tu toàn bộ hê thống đo lường trên hệ thống. Sửa chữa hoàn chỉnh khóa khí, lá chắn gió cấp 3.

Hệ thống đo lường điều khiển tự động Hê thống điểm đo áp lực, nhiệt độ trên đường khói, gió, hơi nước và nghiên than thường hay bị tắc, cần phải khôi phục và hoàn thiên lại

Chương 3

TỔNG HỢP, THỐNG KÊ, ĐÁNH GIÁ CÁC ĐỢT

CẢI TẠO VÒI PHUN VÀ BUỒNG LỬA

3.1. Tóm tắt các quá trình cải tiến

Kể từ khi lắp đặt xong các lò cao áp ở nhà máy điện Uông bí, đã có rất nhiều thiết bị được cải tiến giúp cho tình hình vân hành được ổn định từng bước. Có thể nói đến những cải tiến lớn về thiết bị như: Cải tiến vòi phun nhằm chống tình trạng đóng xỉ của lò trước đây. Cải tiến đường khói (thiết kế ống ventury) nhằm tâng sức hút của buồng lửa. Xây lại tường lò thành tường kiên cố nhằm tránh lọt gió cao. Cải tiến phương pháp phun nước vào khử bụi nhằm tăng hiệu suất sử dụng của khử bụi, nâng cao năng suất của quạt khói, tránh tổn thất nhiệt khói thoát. Cải tiến hệ thống cấp than nguyên tăng khả năng cấp than của hê thống nghiền và hàng loạt các loại cải tiến thiết bị khác. Có những nghiên cứu cải tiến đã đạt được những thành công nhất định, phù hợp với mục tiêu đã đật ra của từng thời điểm. Chúng tôi muốn nói đến những cải tiến vòi phun YT - 9 trước đây, nhằm khắc phục tình trạng đóng xỉ, nâng công suất, hiệu suất và bảo đảm cho lò hơi vân hành an toàn có độ tin cậy cao. Quá trình nghiên cứu được thực hiên thành 4 giai đoạn như sau:

• Giai đoạn đầu : Theo thiết kế ban đầu của nhà chế tạo. Các miệng thoát của vòi phun gió cấp I và cấp n đều loe 45° . Đối với kiểu loe này khả năng nhào trộn than lớn. Vùng bén cháy của than bột quá gần vòi phun, nên xỉ thường bám ngay trên miệng vòi phun. Miệng loe quá lớn nên tạo ra dòng tạt tường lò, gây ra đóng xỉ và bịt kín phễu lạnh. Chu kỳ làm việc của lò rất ngắn chỉ kéo dài 15 đến 20 ngày là phải dừng lò chọc xỉ.

• Giai đoạn 2: Các miệng loe của vòi phun gió cấp I và cấp n đều được giảm xuống còn 30° . Nguyên liêu sử dụng lúc này là hỗn hợp than cám Mạo khê - Hòn gai. Lò cháy ổn định đảm bảo được thông số thiết kế. Hiệu suất của lò

19

cao, có lúc đạt được 83 % - 85 % . Nhưng lò chỉ có thể vận hành với chu kỳ 60 đến 70 ngày.

• Giai đoạn 3: Các miệng loe của vòi gió cấp n là 10° . Ông gió cấp I làm thành hình trụ. Hướng các vòi phun lệch về phía tâm của buồng lửa 5°. Cải tiến này giữ được cho đén năm 1991 ở các lò 5,6và 8. Lò vận hành được liên tục, không bị đóng xỉ., nhưng buổng lửa tối, không nâng được công suất của lò. Hiệu suất của lò thấp 65 % - 67 % , khả năng bắt và bén cháy than bột thấp. Lò rất khó điều chỉnh được công suất.

• Giai đoạn 4: Theo giải pháp cải tạo vòi phun của Viện Năng lượng đề xuất năm 1990. Cho tới nay đã thực hiện trên toàn bộ các lò cao áp ở nhà máy. Miệng loe của vòi phun gió cấp I loe một góc 30° và ngắn hơn so với miệng ngoài là 200 mm. Miệng loe của vòi gió cấp II là 20°. Đường kính miệng loe ngoài cùng của vòi phun là 1080 mm. Giảm bớt diên tích đai cháy xuống con 76 đén 80m2. Buồng lửa đã cháy sáng, công suất của lò hơi đã nâng lên được (95 - 97)% công suất định mức. Hiệu suất của lò hơi đã tăng được 80 % đến 82%. Đã bảo đảm đốt được 100% than Vàng danh không bị đóng xỉ.

Bảng 4. Đặc tính nhiên liệu sử dụng qua các thời kỳ

Giai đoạn 1

(VD+MK)

Giai đoạn 2

(MK+HG)

Giai đoạn 3

(HG+CP)

Giai đoạn 4

(VD)

Qilv Kcal/kg 4800-5200 5560-6200 5200-5600 4800-5200

Alv % 26-32 14-23 22-26 28-33

wlv % 9-12 6,5-8,5 8,5-11,8 9-11

V % 4-5 5-6 4-6 3-5

20

3.2. Các kết quả thí nghiệm ỏ giai đoạn đầu. ( 1975 - 1978)

Ngay sau khi lắp đặt xong lò hơi riK - 20 - 3 đầu tiên lò số 5 (xem hình 1) đã tiến hành thí nghiêm hiệu chỉnh đưa lò hơi vào làm việc, thời gian đầu chu kỳ làm việc của lò rất ngắn , chỉ sau 5-7 ngày làm việc xỉ đã bít kín đáy lò và sau 20 - 25 ngày là phải ngừng lò để đụcxỉ bùổng lửa.

Trong thời gian này nhà máy điên Uông bí sử dụng loại than hỗn hợp của hai mỏ Vàng danh và Mạo khê. Tỷ lê than Vàng danh chiếm tới (75 - 85 )%. Chất lượng than Vàng danh khác hẳn so với những mẫu than thiết kế (xem bảng 4). Đoàn chuyên gia Liên - xô ở thời kỳ này đã lấy một số mẫu than tại mỏ Vàng danh về phân tích . Kết quả phân tích cho thấy than của mỏ Vàng danh có chất lượng khác xa so với thiết kế và tính chất của than không ổn định, thậm chí than mẫu ở ngay trong một vỉa. Qua những thí nghiêm của giai đoạn này đã đi đến những kết luân về hoạt động của buổng lửa như sau :

1. Ở năng suất hơi quá nhiệt Dqn = 95 % - 105 % lò cháy ổn định, đảm bảo được thông số hơi theo thiết kế.

2. Hê số không khí thừa ra khỏi bộ quá nhiệt aqn =1,2 - 1,25 , ở chế độ này tốc độ gió cấp I , cấp II và tỷ lê tốc độ W2/WỊ đều thấp và không đạt được trị số yêu cầu. Wj = (13 -14) m/s, w2 = ( 10 -12 ) m/s. w^! = (0,7 - 0,84).

3. Ở tất cả các chế độ thí nghiệm dàn ống nghiêng phễu lạnh đều bị bám xỉ với tốc độ rất nhanh. (Chỉ sau 7 ngày đã bít kín phễu lạnh). Trung tâm cháy rất thấp, nhiệt đô buổng lửa ở gần dàn ống sinh hơi ngang vòi phun và phễu lạnh rất cao ( 1400 - 1450 )°c . Ở khu vực trên vòi phun có hiên tượng ngọn lửa cháy lệch về phía tường sau do việc bố trí vòi phun gió cấp II chưa hợp lý.

4. Việc thay đổi tốc độ gió cấp I , cấp II độ mở lá chắn dưới hầu như không có ảnh hưởng gì đến vị trí trung tâm cháy cũng như không hạn chế được việc đóng xỉ của buồng lửa.

5. Hê số không khí thừa vòi phun thấp 0,7 - 0,8.

6. Vòi phun YT - 9 với góc loe miệng ra 45° (xem hình 2) có ưu điểm là đảm bảo sự bắt cháy ổn định của than bột, nhất là đối với than cám antraxit của mỏ

21

22

. -j1

Hình 2. Sơ ĐỒ VÒỈ PHUN Ở GIAI ĐOẠN 1

23

Vàng danh. Tuy vậy nó tạo nên ngọn lửa quá rộng làm tạt dòng cháy vào bề mặt dàn ống sinh hơi.

7. Diện tích miệng ra của gió cấp n đều lớn hơn giá tậ yêu cầu (xem bảng 5) , vì vậy không đảm bảo được tốc độ gió ra cần thiết. Trên cơ sở phân tích các kết quả thí nghiêm đã tiến hành ngay trong thời kỳ này một số cải tiến bao gồm :

• Thay đổi phần miệng ra vòi phun có góc loe 45 0 bằng miệng vòi có góc loe 30 0 (xem hình 2).

• Giảm bớt diện tích miệng ra của gió cấp I từ 0.217 xuống còn 0,192 m . Gió cáp II từ 0,502 m xuống còn 0,386 m .

22 2

• Xoay hướng miệng ra vòi phun gió cấp in vào tâm của buồng lửa sao cho tạo thành một vòng xoáy tưởng tượng với đường kính 1000 mm ở phần trên của đai đốt.

• Cắt bớt đai đốt cháy ở dàn ống nghiêng phễu lạnh và ở góc lò. Tổng diện tích đai đốt còn lại là 62 m .(xem hình 3).2

2. Việc cải tiến không làm ảnh hưởng đến tính ổn định của quá trình cháy, ở năng suất hơi định mức hê số không khí thừa sau bộ quá nhiệt đạt được a = 1,2 - 1,25. Tốc đô gió cấp I và cấp II vẫn thấp, chưa đạt yêu cầu = (14,5 - 15,5 ) m/s, w2 = ( 14,0 - 16,0 ) m/s. Trong các thí nghiêm xác định tốc độ gió tối ưu thấy rằng khi nâng hệ số không khí thừa sau bộ qúa nhiệt lên quá a > 1,27 ứng với tốc độ gió cấp n là 17,0 m/s thì sự ổn định của quá trình cháy có giảm đi, đặc biệt khi phải làm việc vói hai hê thống chế biến than.

Những cải tiến này nhằm mục đích : Thu gọn vị trí của trung tâm cháy, tạo nên trung tâm cháy đồng đều trong buồng lửa, đổng thời hạ thấp nhiệt độ khói lò ở gần dàn ống sinh hơi khu vực phễu lạnh và góc lò.

Với các biên pháp ưên đã đạt được một số kết quả sau :

1. Các biện pháp trên phần nào đã hạn chế được cường độ đóng xỉ, chu kỳ vận hành đã có thể kéo dài từ 35 - 45 ngày.

24

Bảng 5. Kết câu vòi phun than qua các lần cải tiến

Tên các đại lượng Đom vị Giai đoạn 1 Giai đoạn 2 Giai đoạn 3 Giai đoạn 4

Góc loe miệng ra vòi phun độ 45 30 0 Ị 20-30

Diên tích miệng ra gió CI 2 m 0,217 0,192 0,16 0,16

Diện tích miệng ra gió CII 2 m 0,502 0,386 0,41 0,35

Diên tích miệng ra gió CIII „2 m 0,065 0,065 0,065 0,065

Diên tích đai cháy 2 m 112 62/56 56/38 78

_ Phàn đa/ ưôỉ cà/ bo /do I ( 7.9 76' - 7.978 )

.. Phân dai cỉo/ ca/ bí) Ỉa7) 7Ỉ ( 7978 ■ 798.5)

- Phân da/' dó) ố Qiăi đoạn 3 ( sao 798.5)

Hình 3. Sơ ĐỒ ĐAI ĐỐT TRONG CÁC GIAI ĐOẠN TỪ1976-1985

3.3. Các kết quả thí nghiệm ồ giai đoạn 2 ( 1978 - 1985)

Bắt đầu từ năm 1978 theo chủ trương của Bộ Điên và Than nhà máy điên Uông bí không sử dụng than của mỏ Vàng danh nữa mà hoàn toàn chuyên sang đốt than của khu vực than Hòn gai và Mạo khê, với nhận định rằng khi đốt than Hòn gai với chất lượng tốt hơn thì sẽ không bị đóng xỉ nữa.

Cũng trong thời kỳ này lò hơi cao áp số 7 và số 8 đã lắp đặt xong và đưa vào vận hành, ở các lò hơi này trong khi lắp ráp đã thực hiện những cải tiến, dựa vào kinh nghiệm hiệu chỉnh vận hành ở lò hơi số 5 và số 6.

Những thí nghiêm hiệu chỉnh trong thời gian này đã đưa ra những kết luận sau :

1. Trong khoảng phụ tải từ 0,7 - 1,0 phụ tải định mức khi đốt than hỗn hợp Hòn gai - Mao khê lò cháy ổn định, đảm bảo thông số hơi theo thiết kế. ở năng suất hơi định mức các thông số chính của lò hơi như sau:

• Tổn thất theo khói thoát q2 = 5,5 7%.

• Tổn thất cơ học q4 = 6 9,6%.

• Hiệu suất lò hơi p = 83 86%

2. Hệ số không khí thừa sau bộ quá nhiệt ở chế đô tối ưu là 1,35 (xem hình 4). Trong chế độ này tốc độ của các vòi gió như sau:

• Tốc độ gió cấp I W1 = 14,5 15,5m/s

• Tốc độ gió cấp II W2 = 21 24m/s

3. Trong chế độ vận hành tối ưu lò có thể vận hành với chu kỳ 60-:-70 ngày. Hiên từợng đóng xỉ vẫn không giải quyết được bằng các biên pháp hiệu chỉnh chế đô cháy. Phần phễu lạnh của buồng lửa vẫn bám xỉ nhiều, hiên tượng sập xỉ vẫn thường xuyên xảy ra với khối lượng lớn.

4. Ở tất cả các chế độ thí nghiệm trung tâm cháy vẫn thấp. Nhiệt độ buổng lửa khu vực gần dàn ống sinh hơi và ngang tầm vòi phun vẫn cao. Khi tăng gió cấp I từ 14 m/s lên 17m/s nhiệt độ ở vùng này giảm từ 1400°C xuống còn 1300°C. KLhi tăng hê số không khí thừa sau bộ quá nhiệt từ 1,20 1,45 nhiệt

27

Lõ N

7- Gũ

é /oe v

o/ph

un 3

0°.

c\q.n

- /,3ậ

L ư

NX Goé

/oe v

o/ p

hun 3

0q2

- Tôò

/hô/

/)h/è

/ /heo

kho/

/hoc

é/ J . 7Ô/>

/hờ/

eo' họ

e H

ình

4. Q

UA

N H

Ệ G

IỮA

TổN

TH

ẤT

NH

IỆT

VẢ VẬ

N T

ỐC

GIÓ

c I

Ở G

IAI Đ

OẠ

N 2

'

28

độ này giảm từ 1430°C xuống 1300°C (xem hình 5). Hiện tượng dòng xoáy tạt vào các tường bên vẫn còn. Những khu vực bị tạt ngọn lửa vẫn bám xỉ tương đối nhiều có chỗ từ 7-:-10m3. Công suất thay đổi đột ngột thì xỉ mới sập xuống được.

5. Việc thay đổi chiều xoáy cùa.vòi phun đã thực hiện ở lò 8 cũng như việc thay đổi vị trí lá chắn lưỡi gà ở vòi phun gió cấp n không thể hiên rõ ràng tác dụng của chúng đối với trung tâm cháy của buồng lửa.

6. Trong thời kỳ này không quan sát thấy hiện tượng than bột phân ly xuống dưới phễu lạnh.

Nhìn chung, khi đốt than Hòn Gai, Mạo Khê ở thời kỳ này buổng lửa vẫn bị đóng xỉ, mặc dù các thông số vận hành như gió cấp I (Wj), gió cấp II (W2) đều đạt được những giá trị cần thiết theo lý thuyết. Qua các đợt thí nghiệm kết hợp với việc tham khảo các tài liêu kỹ thuật đã phát hiên ra nguyên nhân chính của việc đóng xỉ là dòng của ngọn lửa bị tạt vào các dàn ống sinh hơi tường bên.

3.4. Các kết quả thí nghiệm ỏ giai đoạn 3. ( 1985 - 1990)

Trên cơ sở phân tích các nguyên nhân và các phương án cải tiến đã thực hiên một số biên pháp sau trong giai đoạn 3 (1980 đến 1990).

1. Thay vòi phun gío cấp I có góc loe 30° bằng vòi phun trụ. (xem hình 6).

2. Xoay toàn bộ vòi phun hướng vào tâm buồng lửa một góc 5°.

3. Cắt bớt một phần đai cháy ở các góc của buồng lửa (xem hình 3).

Những cải tiến này nhằm mục đích:

Không cho dòng xoáy của ngọn lửa tạt vào dàn ống sinh hơi các tường bên và hạ thấp hơn nữa nhiệt độ ở các góc lò. Sau khi cải tiến diên tích miệng ra gió cấp I giảm đi còn 0,16m2, diên tích miêng ra gió cấp n tăng lên 0,41 m2. Cùng với việc cải tiến vòi phun và đai đốt cháy trong thời gian này đã thực hiện một loạt các biên pháp cải tiến khác nhằm nâng cao độ dự phòng và tin cậy của thiết bị phù hợp với hoàn cảnh cụ thể của nguồn nhiên liệu.

29

Lõ N7 : Go é /oe voi pbun 3Ơ°W/ - 78 m/s

QbL ac

KUƯ

ỂàOU ——--------- - ------------ — o

! l'o ' ' ‘ L3 '..... '.. ' /VỊ''

LÒ G3 : Goé Loe vợ/ phon 30 °

W/= /4, y — /3, 5 m/s

Hình 5. QUAN HỆ GIỮA TỔN THẤT NHIỆT, NHIỆT ĐỘ BUỔNG ĐỐTVỚI HỆ SỐ KHÔNG KHÍ THỪA Ở GIAI ĐOẠN 2

/ZZ5

Z?Hình 6. Sơ ĐỒ MIỆNG RA VÒI PHUN Ở GIAI ĐOẠN 3

31

Tăng đường kính của rô to quạt khói từ 2000mm lên đến 2160mm nhằm nâng cao cột áp của quạt (tăng thêm 15% so vói thiết kế) để đảm bảo sức hút cho lò.

• Hoàn chỉnh hệ thống cấp nước và bộ khử tro ướt nhằm đảm bảo khả năng - vận hành liên tục, ổn định vặ hiệu suất khử bụi cao.

• Tăng kích thước của vòi phun nước vào bộ giảm ôn phun để tăng lưu lượng nước vào lên đến 10-:-12T/h.

• Tăng tốc độ của máy cấp than nguyên để giải quyết việc nâng năng suất của máy nghiền bảo đảm lượng than yêu cầu.

• Hàn cánh các ống sinh hơi và bọc tôn phần phễu lạnh nhằm tăng đô bền của lớp bảo ôn tường lò và đảm bảo độ kín của buồng lửa.

Trong giai đoạn này có đặc điểm nổi bật nhất là chất lượng than ngày càng xấu đi, độ tro và độ ẩm làm việc đểu tăng lên, nhiệt trị của than giảm xuống, chất lượng than cũng thay đổi nhiểu so với những thời kỳ trước.

Kết quả thí nghiêm giai đoạn này có những kết luận sau:

1. Ở các chế độ thí nghiêm và trong khoảng phụ tải từ 0,7 1,0 phụ tải địnhmức lò cháy rất ổn định đảm bảo được các thông số hơi theo thiết kế. ở công suất định mức các kết quả hiệu chỉnh đạt được như sau: (xem hình 7).

• Tổn thất theo khói thoát q2 = 5-:-7%

• Tổn thất cơ học q4 = 8 10%.

• Hiệu suất lò hơi r| = 78 80%*

Hiện tượng than bột phân li xuống phếu lạnh không có.

2. Trung tâm cháy được thu gọn lại, không còn hiên tượng dòng lửa xoáy tạt vào dàn ống sinh hơi hai tường bên. Nhiệt độ khói lò ở khu vực gần bề mặt dàn ống sinh hơi vùng phễu lạnh và ngang tầm vòi phun được giảm xuống nhiều, nhiệt độ trung bình ở những vùng này là 1150°C. Dàn ống nghiêng phễu lạnh và các góc lò không còn bị đóng xỉ.

32

33

3. Ở năng suất hơi định mức hệ số không khí thừa ra khỏi bộ quá nhiệt là a = 1,32 1,35. ở những chế độ này tốc độ của các gió đạt những thông sốsau: (xem hình 8).

• Tốc độ gió cấp I Wị = 15 16m/s

• Tốc độ gió cấp II w2 = 20 22m/s

Trong suốt thời gian đầu theo dõi thấy đột suất có hiện tượng trung tâm cháy tụt xuống phễu lạnh, sau một thời gian vận hành có những tảng xỉ than rơi xuống. Điều này dẫn đến hiên tượng buồng lửa bị đóng xỉ trong một vài chu kỳ đầu, tốc độ đóng xỉ nhanh (sau 10-.--15 ngày là đầy phễu lạnh). Qua theo dõi và nghiên cứu phát hiên ra hiên tượng đóng xỉ ở phía trên miệng vòi phun (xem hình 9). Sau khi tìm được nguyên nhân đã khắc phục bằng cách cắt bỏ đai đốt ở phía trên miệng , vòi phun thì hiên tượng đóng xỉ không còn nữa và chu kỳ vận hành lò không bị gián đoạn bởi nguyên nhân đóng xỉ.

3. Ảnh hưởng của độ mịn than bột đến quá trình đóng xỉ cho thấy: Trong các thí nghiêm khi tãng độ mịn R90 = 6% thì hiện tượng bị đóng xỉ tăng theo. Khi giảm độ mịn than bột R90 xuống 10-:-12% thì khả năng bám xỉ ở quanh miệng vòi phun giảm đi. Sự ổn định của quá trình cháy hầu như không bị ảnh hưởng, tổn thất cơ học tất nhiên có tăng lên, hiệu suất của lò hơi có giảm nhưng buồng lửa khồng bị đe doạ đóng xỉ và hệ thống chế biến than có độ dự phòng tin tưởng.

4. Trong những năm 1989 - 1990 do NMNĐ Phả Lại đã vận hành vói công suất thiết kế cao nhất. lình hình nguồn nhiên liêu có bị hạn chế, NMĐ Uông Bí phải sử dụng 100% than từ mỏ Vàng Danh. Với nguồn nhiên liệu thay đổi tình trạng vận hành của các lò hơi cao áp có bị ảnh hưởng: Buồng lửa lò hơi

* cháy không được mãnh liệt như khi sử dụng than từ các mỏ Hòn Gai - cẩm Phả. Hiên tượng bị đóng xỉ hoàn toàn không còn nữa nhưng công suất, hiệu suất của lò hơi giảm (công suất chỉ- đạt được khoảng 75-:-80% công suất định mức và hịêu suất chỉ đạt 55 60%). Lò cháy kém ổn định, buồng lửatối.

34

Hình 8. QUAN Hệ GIỮA TổN THẤT NHIỆT, NHIỆT ĐỘ BUÓNG ĐỐT VỚI HỆ sốKHÔNG KHÍ THỪA KHI VẬN TỐC GIÓ c I LÀ 1Ỗ ĐẾN 16,5M/S

VẢ 18 ĐÉN 18.5M/S Ớ GIAI ĐOẠN 3

X/' bơ/Tì

Sơcn 'tay ■

SỚĐũ ĐONG X/PH/A Ĩ££N võ/ Phi UN SAU cẨ/ Tỉêú

Vơ ch phở/ Vách scfư Vach rrơ/ Yơch Trude

: /aaũ fơữơ ’ : /527Z7í

51§

- Khu vực dap crôm/T

- Khu vu‘c ch/’cú&U7; khũnọ ườp cràm/h

ỈỌƠO

Hình 9. Sơ ĐỒ xỉ ĐÓNG TRÊN MIỆNG VÒI PHUN VÀ PHƯƠNG ÁN CẢI TIẾN ĐAI CHÁY Ở GIAI ĐOẠN 3

36

3.5. Các kết quả thí nghiệm ở giai đoạn 4 (1991 đến nay)

Sau năm 1990 tình hình cung cấp điện đã thay đổi. Bốn trong tám tổ máy của nhà máy thuỷ điên Hoà bình đã được đưa vào vận hành giữ phần lớn trong tổng công suất điện của miền Bắc. Yêu cầu về công suất của các nhà máy nhiệt điên than giảm. Tiêu thụ than cho phát điện cũng giảm theo. Toàn cảnh về sản xuất than và điện đã thay đổi. Các công ty than phải giẫm số lượng than sản xuất của họ, nhưng họ đã nâng cao được chất lượng tuyển chọn than . Trong khi đó ngành điên giảm lượng tiêu thụ than của mình nhưng lại yêu cầu phải'sử dụng than hợp lý horn, nâng hiệu suất các lò hơi lên cao hơn.

Nhà máy điên Uông bí trong thời gian này vẫn sử dụng than từ các mỏ than Vàng danh. Tuy chất lượng than có đồng đểu hơn nhưng vẫn không có thể có được than với chất lượng như thiết kế của lò hơi được. Đầu năm 1991 Viện Năng lưọng cùng với Nhà máy điện Uông bí đã để xuất một số biện pháp cải tiến thiết bị lò hơi nhằm nâng cao hiệu suất và giữ được vận hành ổn định khi sử dụng than Vàng danh với chất lượng xấu hơn so với các mẫu than dùng để thiết kế lò. Các định hướng nghiên cứu bao gồm :

• Xem xét đánh giá lại một cách tổng thể quá trình khí động trong buồng lửa. Tính toán thiết kế lại các vòi phun, nhằm tạo ra một quá trình khí động trong buổng lửa hợp lý, nâng cao khả năng xoáy trộn và bắt cháy than bột trước vòi phun, (xem hình 10).

• Nâng cao hệ số không khí thừa vòi phun lên đén giá trị tối ưu khi đôt than antraxit a = 1,0 - 1,05 .

• Nghiên cứu khả năng cung cấp nhiên liêu cho lò. Xem xét lại khả năng sấy than phù hợp với chất lượng than hiện tại.

• Tính toán cân bằng lại các mặt diện tích tiếp nhiệt. Trên cơ sở đó xác định lại diên tích và vùng đắp đai cháy hợp lý để ổn định quá trình cháy trong buồng lửa. (xem hình 11).

Từ những định hướng nghiên cứu trên qua các kết quả nghiên cứu và tính toán Viên Năng lượng và nhà máy điên Uông bí đã đưa ra phương án cải tiến vòi phun phù hợp để đốt 100 % than Vàng danh loại cám 5 và cám 6 như sau :

37

I ỉ

38

39

• Nhằm đảm bảo vận tốc gió tối ưu:

Gió cấp I W1 = 14 18 m/s ; Gió cấp IIW2 = 18 24 m/s thì :

a/ Đường kính ống trung tâm của vòi phun do = 342 mm

b/ Đường kính ống ttong gió cấp ĩ dl 580 mm

c/ Đường kính ống trong gió cấp II d2 900 mm.

Như vậy thiết diện ống gió cấp I là 0,16 m2, thiết diên ống gió cấp II là 0,353 m2.

2. Buổng lửa cháy sáng hơn so với trước, nhiệt độ trung tâm cháy khoảng từ 1430°C dến 1480 °C. Trung tâm cháy có cao hơn ở mức trên miệng vòi phun gió cấp IU.

• Để đảm bảo khả năng xoáy trộn gió cấp I và cấp n. Cải tiến miệng loe của vòi phun. Miệng loe của vòi phun gió cấp I là 30 0 và thụt vào so với mép ngoài cùng của vòi đót là 200 mm. Miệng loe của vòi phun gió cấp II là 20° . Đường kính miệng loe ngoài cùng của vòi phun là 1080 mm.

• Để giữ được ổn định quá trình cháy trong buồng lửa lò hơi đạt được nhiệt độ trung tâm buồng lửa khoảng 1500 °C và bảo đảm nhiệt độ vào vùng feston là 1000 1050 °C , diện tích đai cháy tối ưu được đắp là 76 80 m . (xem2hình 11).

• Để đảm bảo xỉ không bám được vào các góc lò và phần phễu lạnh sẽ không đắp đai cháy ở các góc lò. Các vách sau và vách trước chỉ đắp đai cháy cho đến cốt 9,00 m. Phía trên miệng vòi phun sẽ bỏ không đắp theo đường uốn của ống với khoảng cách từ tâm vòi phun là R = 0.8 m. Nhằm tránh xỉ tạo thành vòm trên miệng vòi phun.

Bằng những cải tiến trên và qua kết quả thí nghiêm hiệu chỉnh của Trung tâm thí nghiêm điện đã kết luận rằng :

1. Các lò đã có khả nãng vận hành an toàn và ổn định hơn, lò dễ cắt dầu và khi vận hành với sự thay đổi chế độ gió trong khoảng rông buổng lửa vẫn cháy ổn định.

40

3. Ngọn lửa cháy ngắn hơn, gần miệng vòi phun hơn phù hợp với hàm lượng chất bốc thấp của than Vàng danh.

4. Với cấu tạo vòi phun như vậy hoàn toàn không thấy hiện tượng đóng xỉ buồng lửa và không thấy hiên tượng ngọn lửa tạt tường.

5. Hiệu suất của lò hơi tăng lên rõ Tột, với các chế độ gió khác nhau và năng suất khac nhau hiệu suất của lò hơi dao đông từ 78 - 83 %. Trong các chế độ phụ tải định mức và chế đọ gió tối ưu hiệu suất đạt được là 82 %.

6. Với chế độ gió thay đổi trong khoảng rồng lò vẫn đảm bảo công suất định mức (xem hình 12).

• Tốc độ gió cấp I W( = 13 19m/s

• Tốc độ gió cấp II w2 = 15 24m/s

• Tốc độ gió cấp III w3 = 30 50m/s

Trong các thí nghiêm sự thay đổi diễn ra tương đối đột ngột nhưng buổng lửa vẫn cháy ổn định.

7. Việc tăng thêm diên tích đai đốt đã làm tăng nhiệt độ của buồng lửa ở khu vực vòi phun, tạo điều kiện tốt hơn cho sự cháy và cháy kiệt của hạt than bột.

Trong những năm tiếp theo nhà máy đã tiến hành cải tạo ở các lò 5, 7 và 8. Hiện nay các lò vẫn mang tải đủ theo công suất định mức. Khả năng dự phòng của các lò cao hơn trước. Mặc dù phải sử dụng than Vàng Danh với chất lượng xấu hơn trước song buổng lửa vẫn ổn định, hiệu suất vẫn đạt được từ 78-80%.

41

Chương 4

NHỮNG NGHIÊN cứu VỂ

VÒI ĐỐT VOTEX - UD TRÊN THẾ GIỚI------- - — - - 1-

4.1. Khái niệm chung và lý thuyết cơ bản về vòi đốt vòi đốt Votex - UD

Trong những năm cuối của thập kỷ 70 đầu thập kỷ 80 do khủng hoảng năng lượng trên thế giới, các nhà khoa học về năng lượng đã tập trung nghiên cứu nhiều về các vấn để tiết kiệm năng lượng. Một trong những mục tiêu đề ra là giải quyết vấn đề cháy kiệt của than bột ưong buồng lửa lò hơi, nâng cao hiệu suất của lò, đảm bảo được độ tin cậy ưong vận hành lò ở những công suất phát thấp.

Với ý tưởng đó họ đã đưa ra được nhiều dạng vòi phun khác nhau có khả nãng hoà trộn than bột mãnh liệt, có công suất cao. Song cho tới những năm gần đây do đòi hỏi về vấn đề ô nhiễm môi trường cần có những thiết bị vòi phun có khả năng bắt cháy than bột ở nhiệt độ thấp. Các cơ quan nghiên cứu của Mỹ ( Foster Wheeler) Nhật bản ( Mitsutbishi Heavy Industry ) đã đưa ra các dạng vòi phun than bột kiểu Votex - UD .

Vòi đốt Votex - UD được sử dụng như là hê thống vòi đốt than phù hợp nhất cho việc đốt ổn định các loại than anttaxit có hàm luợng chất bốc thấp. Vòi đốt Votex - UD có cấu tạo để tăng cường cho việc cháy ổn định của vòi đốt với độ ô nhiễm NOX thấp nhất Vòi phun để đốt than antraxit có chất bốc thấp, phải có chức năng thích hợp cho việc đốt cháy. Người ta đã áp dụng lý thuyết về mối quan hê giữa khoảng cách cháy và vòi phun với tỷ lệ giữa không khí và than của hỗn hợp gió cấp I, tỷ lê này đã tìm thấy trong khi nghiên cứu phát triển vòi phun gây ô nhiễm tối thiểu nhất

Người ta đã thiết lập được mối quan hê giữa khoảng cách bắt cháy của bụi than với tỷ lê lượng gió (Aữ) trên lượng bụi than (Coal) trong dòng hỗn hợp gió cấp I. Thường khoảng cách bắt cháy này đạt khoảng giá trị thấp nhất tương ứng với một khoảng giá trị của tỷ lê lượng gió trên lượng than (A/C) ữong dòng hỗn hợp.Khi tỷ lệ A/C khác xa vói giá trị tương ứng của điểm bắt cháy thấp nhất thì khoảng cách bắt cháy tăng lên. Tỷ lệ này tại điểm bắt cháy đạt giá trị thấp nhất phụ thuộc

43

vào đặc tính, tính chất của than,và tỷ lê này hạ thấp cùng với sự giảm thấp hàm lượng chất bốc của than, (xem hình 13).

Khi xem xét các đặc tính cháy của than người ta đã triển khai nghiên cứu vòi đốt offstchiometric kết hợp giữa 2 ngọn lửa đâm đặc - loãng. Một cái là vòi đốt gây ô nhiễm tối thiểu (vòi loãng) và cáị kia là vòi đốt tiên tiến hơn với dòng dâm đặc sẽ được ấp dụng cả hai cho lò hơi đốt than antraxit.

Với vòi đốt Votex - UD 2 ngọn lửa có nồng độ nhiên liêu khác nhau (giàu nhiên liệu và nghèo nhiên liêu) sẽ được thiết kế gần nhau. Dòng đậm đặc có tỷ lệ không khí/than thấp nhất để đốt than có chất bốc thấp và duy trì sự cháy ổn định. Điểm bốc cháy tiến gần hơn đến vòi đốt và sự cháy ổn định được cải thiện. Tổn thất cháy không hết của cac bon còn lại ưong tro sẽ giảm. Vòi đốt này không những là một thiết bị có hiệu quả cho việc đốt than có hàm lượng chất bốc thấp mà còn là vòi đốt giảm lượng phát thải NOX vào môi trường. Lượng NOX giảm tói 50 - 70% so với lượng thải ra bởi các loại vòi đốt đơn cổ truyền. Với các đặc điểm tiên tiến nêu trên Vòi đốt Votex - UD đã được áp dụng cho một số lớn các lò hơi ở Mỹ, châu âu và Nhật Bản để đốt các loại than có chất bốc thấp trên thị trường thế giới.

4.2 Vòi đốt UD (Untra- Dense) của hãng MHI

Y tưởng cơ bản của vòi UD (xem hình 14) là tách dòng hỗn hợp gió cấp I thành hai luồng bằng bộ phận phân ly đặt trực tiếp trong vòi đốt. Luổng thứ nhất có nồng độ bột than đậm đặc, có khả năng bắt lửa tốt đi vào một vòi. Luồng thứ hai có nổng đô bột than loãng có tỷ lê gió/than cao được tách ra đưa vào vòi thứ hai ở bên cạnh. Luồng đậm đặc đạt tỷ lê gió/than trong khoảng (1-r 1,2) nên khả năng bắt cháy tốt (xem hình 15). Có điểm bắt cháy thấp, ngọn lửa ở trung tâm buồng đốt cháy ổn định. Sau khi ra khỏi bộ phân ly các dòng hỗn hợp của hai vòi gió sẽ bị triệt tiêu khả năng xoáy. Cả hai vòi gió đều phun thẳng vào buồng lửa.

*Các vòi phun cực đặc và vòi phun loãng được đặt nằm ngang, bên cạnh nhau có tác động tương hỗ lẫn nhau. Hướng của các vòi phun quanh buồng lửa tạo ra vòng tròn tưởng tượng tại tâm của buổng lửa, phù hợp với công suất của các vòi phun, tiết diên của buồng lửa. Vì vậy, vòi đốt này có 3 đặc điểm ưu việt để đốt than antraxit.

1. Bắt cháy nhanh và ổn định

44

)

Hùih 13. QUAN HÊ GI ƯA KHOẢNG CÁCH BẮT CHẢY VỚI TỶ. LÊ GIÓ TRỀN THAN (A/C)

Hìn

h i4

. Sơ

ĐÓ

VÒ

I PH

UN

UD

46

I

AỈC (kg/kg)«

Hùiỉị 15. QUAN HỆ ĐIẾM BÁT CHÁY VỚI TỶ LỆ GIÓ Cl TRÊN THAN

2. Ngọn lửa đậm đặc được hình thành ở trung tâm buồng lửa do bố trí vòi đốt đậm đặc cháy ở vòng trong và vòi phun loãng cháy ở vòng ngoài. Vì vậy nhiệt bức xạ phù hợp từ tâm cháy sẽ tăng cường để đạt được sự bén cháy và cháy tốt của than bột khi có những dòng hồi lưu khí nóng từ phía ngoài quay trở lại tâm buồng lửa. (xem hình 16).

3. Khi hỗn hợp gió cấp I pha loẩng được đưa vào từ phía ngoài của bưổng đốt, điều kiên oxy hóa được duy trì xung quanh tường của buồng đốt là điều kiên thuận lợi cho việc giảm khả năng đóng xỉ quanh tường lò.

4.3. Vòi phun đốt bột than hai cấp PAX của liên doanh Trung- Mỹ

Khi dùng hệ thống thổi thẳng bột than,không có kho than bột trung gian, nếu than có hàm lượng chất bốc thấp người ta đã sử dụng loại vòi phun xoáy kiểu PAX. Nguyên lý là dựa vào nguyên tắc phân ly xoáy. Gió cấp I tải bột than được phân làm hai luồng. Một luồng bột than (khoảng 10% than) cùng gió cấp I (khoảng 50 %) được tách ra đưa vào vòi phun gió cấp 3. Luồng hỗn hợp thứ hai có nổng độ cao hơn ( khoảng 90% bột than và khoảng 50% gió cấp I) được đưa thẳng vào vòi phun chính có bổ xung thêm gió nóng theo dạng luồng nhiều khe. Gió cấp n được cấp vào vòi phun dưới dạng xoáy

4.4. Vòi phun đốt bột than hai cấp WR của Hãng Hitachi

Do hiện trạng kỹ thuật ngày nay, đặc biệt ở các nhà máy nhiệt điện công suất lớn, công suất máy nghiền ngày càng lớn và làm việc tin cậy hơn nên người ta sử dụng ngày càng phổ biến hệ thống chế biến than thổi thẳng. Nhưng với hê thống này, khi phụ tải lò giảm năng suất máy nghiền phải giảm.Như vậy tỷ lệ của lượng không khí tải bột than A(Air) so với lượng bột than C(Coal) ký hiệu A/C tăng,tức là nổng đô bột than trong gió cấp I giảm. Như trên đã nêu điều kiên để vòi phun than bột kiểu xoáy cháy ổn định thì tỷ lê A/C phải nằm trong khoảng giá trị đảm bảo điểm bắt cháy thấp. Với vòi phun WR (xem hình 17) để đảm bảo tỷ lê A/C phù hợp, người ta đã sử dụng một hệ thống phân ly ngoài, tách dòng hỗn hợp bợt than của gió cấp I thành hai luồng. Luổng thứ nhất (luồng đậm đặc) có lượng bột than lớn đi vào vòng trong của vòi đốt. Luổng thứ hai (luồng loãng) có lượng bột than thấp hơn đi vào vòng ngoài của vòi đốt. Gió cấp n được đưa bao quanh ơ vòng ngoài cùng. Ngoài ra một phần gió cấp II (có điều chỉnh) được đưa bổ xung vào luổng thứ nhát (có lượng bột than đậm đặc) để tăng khả năng bắt cháy.

48

Hìn

h 16

. Sơ

ĐỔ

CÁ

C L

UỒ

NG

GIÓ

ĐẬ

M Đ

ẶC

VÂ L

OẢ

NG

TR

ON

G B

UỔ

NG

LỬ

A

49

Hình 17. Sơ ĐỔ VÒI PHUN UD CỦA HĂNG HITACHI

50

4.5. Vòi phun đốt than kém phẩm chất của hãng Foster Weeler

Cyclone của vòi đốt gồm các bộ phận sau : bộ phân phối gió kiểu cửa chớp, thân cyclone , vòi phun nhiên liêu, ống gió và các lá chắn gió. Gió cấp 1 và hỗn hợp nhiên liệu được đưa từ máy nghiền tới vòi đốt thông qua ống dẫn than, đi vào bộ phân phối kiểu cửa chớp. Hỗn hợp sau đó được phân tách thành 2 phần bằng nhau cho mỗi cyclone (xem hình 18) Môi phần đó đi vấo tiếp tuyến với từng thân cyclone. Phần nhiên liệu của gió cấp I và hỗn hợp được tách ra khỏi gió cấp I do chuyển động xoáy trong thân vòi. Lá chắn gió đặt trong ống gió dùng để điểu chỉnh lượng không khí đi qua vòi phun nhiên liêu. Nhiên liệu và một phần nhất định của gió cấp I được quyết định bởi vị trí của lá chắn gió và đi vào buồng đốt qua vòi phun nhiên liệu. Hỗn hợp nhiên liệu- gió chuyển động xoáy như khi nó đến đầu vòi. Để điều khiển độ xoáy của hỗn hợp khi ròi khỏi miệng vòi, phần thân có mồng độ than cao được lắp đặt thiết bị điều chỉnh gồm các cánh nắn thẳng dòng được định vị bằng một thanh chuyển đông. Khi thanh đó chuyển động lên vị trí cao nhất ở miệng phun than, các cánh sẽ có ít ảnh hưởng tới chuyển động xoáy của hỗn hợp nhiên liêu- không khí. Khi thanh chuyển động xuống phần miệng phun , các cánh sẽ làm giảm độ xoáy. Phần còn lại của không khí cấp I sẽ qua ống gió ở đỉnh vòi phun và được thổi vào buổng đốt qua miệng phun khí. Các bộ phân phối gió kiểu cửa chớp, cấu hình vòi đốt và vị trí của thiết bị điều chỉnh trong miệng vòi đảm bảo sự phân phối đồng đều nhiên liêu xung quanh chu vi miệng vòi.

Tổ hợp vòi đốt đặt trên vòm của buồng lửa, các vòi gió và nhiên liệu đặt giữa các ống tạo thành vòm.Viêc đấu nối ống với vòi đốt được thực hiên bên ngoài bộ vòi đốt.

Số lượng không khí cấp I rời khỏi thân vòi đốt được điều khiển bằng lá chắn gió đặt tại ống gió. Việc đặt lá chắn được thiết lập khi khởi động ban đầu và thường dượt giữ cố định . Lá chắn có thể được điều chỉnh đôi chút nếu có sự thay đổi về nhiên liêu và điều kiện buồng đốt.

Không khí để đốt ban đầu được cấp từ các hộp gió tới vòm của buồng đốt ở chỗ có đặt vòi phun.Gió này được chia làm 2 dòng tại hộp gió. Một dòng cho gió qua miệng vòi phun nhiên liệu vào buồng đốt. Đòng khác cho gió qua vòi gió vào

51

buồng đốt và cho phép gió vào vòm để hỗ trợ cho bộ đánh lửa và vòi dầu. Các lượng gió này được điều chỉnh bằng các lá chắn.

Gió cấp II, phần gió còn lại cần cho sự cháy đưa từ hộp gió vào buồng đốt qua các cửa gió ở tường trước và sau phía dưới vòm. Gió cấp n được chia vào nhiều khoang ở các độ cao khác nhau. Mỗi khoang lại được chia tiếp bằng các tấm thẳng đứng cho các dòng của mỗì vòi phun. Các lá chắn gió dùng để điều chỉnh gió cấp II ở mỗi dòng.

Vòi đốt kiểu cyclone của FW không cần điều chỉnh nhiều trong vận hành. Tuy nhiên có chức năng điều chỉnh như sau:

Lá chắn điều chỉnh gió có thể điểu chỉnh sự xâm nhập của ngọn lửa, hình dạng ngọn lửa và sự ổn định của ngọn lửa. Giảm độ mở lá chắn làm tăng tốc độ của hỗn hợp và cũng tạo ra hỗn hợp loãng hơn ra khỏi vòi. Nó cũng tạo ra sự đi sâu hom của thán vào buồng đốt và tạo ra điểm bén cháy xa vòm của vòi đốt Tăng độ mở của lá chắn gió làm giảm tốc độ của hỗn hợp khi ra khỏi vòi đốt và cũng tạo ra hỗn hợp đặc hơn ra khỏi vòi đốt.

Khi điều chỉnh cần thực hiện tăng hoặc giảm 5% và quan sát trước khi điều chỉnh tiếp. Điều chỉnh quá lớn ở phụ tải thấp sẽ gây ra tắt ngọn lửa.

Lá chắn của hộp gió phía trên vòm buổng lửa (vòi dầu, lá chắn gió và lá chắn gió vòi nhiên liêu) được điều chỉnh trong thời gian khởi động ban đầu và có thể để nguyên vị trí để tạo ra hình dạng ngọn lửa cần thiết và điều kiện cháy ổn định của buồng đốt ở phạm vi phụ tải rộng. Lá chắn gió vòi nhiên liệu cũng có tác dụng điều chỉnh sự xâm nhập của ngọn lửa và độ bén cháy tương tự như đặc tính của lá chắn ống gió. Khi có sự tích tụ quá mức của xỉ xung quanh vòi hoặc ờ đai cháy lá chắn gió vòi than của miệng phun chính sẽ được mở và bằng cách đó thay đổi được hình dạng ngọn lửa. Nó có tác dụng làm rơi xỉ tích tụ. Các lá chắn sau đó cần được đưa trở lại để vận hành bình thường.

Trục điều chỉnh và chong chóng nắn dòng để điều chỉnh hình dạng dòng than khi nó rời khỏi vòi phun nhiên liệu được xác định khi vân hành ban đầu. Nói chung nó được đặt cố định trong suốt giải vận hành. Tuy nhiên nó có thể được điều chỉnh nếu cần khi có sự thay đổi nhiên liêu hoặc điều kiên buồng đốt

53

Chương 5

TÍNH TOÁN THIẾT KẾ VÒI UD

CHO NHÀ MÁY ĐIỆN UÔNG BÍ

Vòi phun than bột trong buồng lửa lò hơi đóng một vai trò quan ttọng, nó ảnh hưởng trực tiếp đến quá trình cháy của than bột, quyết định công suất và hiệu suất của lò hơi.

Trong khi thiết kế, các nhà chế tạo đặt ra cho chúng những nhiệm vụ chủ yếu sau:

• Tạo ra một hỗn hợp hoàn thiện giữa nhiên liệu (than ) và khống khí.

• Đạt được nhanh nhất và ổn định nhất khả năng bắt và bén cháy của nhiên liêu.

• Thể tích của ngọn lửa phải bao trùm toàn bộ thể tích của buồng lửa, nhưng không được cho phép có những ngọn lửa tạt tường.

• Khoảng cách giữa miệng vòi phun và vùng cháy của nhiên liêu phải hợp lý. Không quá gần để tránh hiên tượng làm cháy vòi phun. Không quá xa làm phân tán ngọn lửa.

• Đối với vòi phun than bột cần phải lưu ý sao cho vận tốc gió cấp I không được phép quáh nhỏ nhằm tránh hiện tượng tắc than bột trong ống gíó. Không được phép quá lớn để ảnh hưởng đến quá trình bén, bắt cháy của bợt than.

5.1. Tính toán cân bằng gió và than

Để phục vụ việc thiết kế cải tạo vòi phun chúng tôi sử dụng những số liêu phân tích than Vàng danh cám 5 và cám 6.

• Hàm lượng Các bon làm việc clv = 55,76%

• Hàm lượng Hydro làm việc Hlv = 1,96%

• Hàm lượng o xy làm việc Olv = 4,11%

54

• Hàm lượng Nitơ làm việc Nlv 0,96%

• Hàm lượng Lưu huỳnh làm việc S1V — 1,05%

• Độ tro làm việc A Iv = 27,13%

• Độ ẩm làm việc wlv = 9,00%-

• Tỷ lệ chất bốc V 4,5 %

• Nhiệt trị thấp làm việc Q tiv =: 5331,76 Kcal/kg

Với hiệu suất lò là 0,85 %, năng suất hơi 110 T/h. Lượng than tiêu thụ cần thiết của lò hơi sẽ là 16,97 T/h. Tổng lượng gió cần thiết (với hê số không khí thừa buồng- lửa : 1,1 ) sẽ là 92.880,1 Nm3/h ( Xem bảng .6).

Qua tính toán cân bằng trên thấy rằng :

• Lượng than cần thiết tiêu thụ của lò hơi lớn hơn năng suất thiết kế của các máy nghiền (theo thiết kế năng suất máy nghiền là 7,07 T/h ). Nhưng trong thực tế vận hành và trong các thí nghiêm hiệu chỉnh do Trung tâm thí nghiệm điện thực hiện thì năng suất của các máy nghiền đểu cao hơn. Thực tế máy nghiền có thể làm việc với năng suất từ 8,5 - 9 T/h và đạt được chỉ số R90 là 6-8 %. Do vậy trong khi tính toán thiết kế các vòi phun than chúng tôi lấy giá trị lượng than tiêu thụ là 17-18 T/h.

• Tổng lưu lượng gió sẽ đảm bảo được bởi năng suất quạt gió được thiết kế là 123.600 m3/h.

5.2. -Tính toán cân bằng gió máy nghiền

Mục tiêu của việc tính toán này nhằm xác định lưu lượng gió nóng cần thiết cung cấp cho các máy nghiền và lưu lượng gió cấp IU đưa vào lò.

Những thông số được đưa vào tính toán và kết quả tính toán được trình bầy ở bảng 7.

55

Bảng 6. Tính cân bằng gió - than

Đại lượng Đơn vị PA1 PA2

1 2 3 4

Hàm lượng Các bon Iv c % 51.44 55.76

Hàm lượng H % 1.96 1.95

Hàm lượng 0 % 5.94 4.11

Hàm lượng N % 0.95 0.96

Hàm lượng s % 0.83 1.05

Độ tro A % 29.08 27.13

Độ ẩm trong w % 2.2 3.06

Độ ẩm làm việc wlv % 9 9

Nhiệt trị thấp làm việc Ql lv kcal/kg 5450.13 5331.76

kJ/kg 22819.69431 22324.07912

Nhiệt trị cao làm việc Qc lv kcal/kg 5566.25 5424

Lượng Oxy tối thiểu Nm3/kg 1.03291406 1.12730319

Lượng k k khô tối thiểu Nm3/kg 4.91863838 5.368110426

Lượng không khí ẩm c.t Nm3/kg 5.017011147 5.475472635

Nhiệt lượng 1 kg than và gió vào lò kcal/kg 5855.982394 5740.208545

kJ/kg 24518.99828 24034.25318

Khối lượng k k khô kg/kg 6.486995413 7.079786117

Hiệu suất của lò 0.85 0.85

Năng suất hơi t/h 110 110

Lượng than tiêu thụ t/h 16.59452376 16.96293752

Lượng than cháy Bp t/h 14.60318091 14.92738502

kg/s 4.609589933 4.71192709

Hệ số k.k thừa vòi đốt 1.2 1.1

56

1 2 3 4

Tổng lượng gió cần thiết lý thuyết Nm3/h 73264.32139 81734.48819

Tổng lượng gió Nm3/h 87917.18567 89907.937

Nhiệt độ gió nóng -sau sấy - - , oC 270 250

Số lượng vòi phun cần có 8 8

Hiệu suất của phân ly mịn 0.9 0.9

Độ ẩm còn lại trong than bột 0.015 0.015

Lượng than bột qua 1 vòi kg/s 0.479685452 0.490334913

Lưọng than bột vào mỗi vòi t/h 1.726867628 1.765205686

Tỷ lệ gió/than của h.h trươc UD 1.8 1.8

Lượng gió vào mỗi cyclon vòi T/h 3.108361731 3.177370235

Nhiệt độ GI °C 170 196

Thể tích gió vào mỗi vòi m3/s 1.083606514 1.172673181

Tổng lượng gió CI m3/s 8.668852111 9.381385445

Nm3/h 19231.93647 19658.90323

Tổng lượng gió nóng cho maý nghiền m3/h 27000 32907.38

Nm3/h 13574.58564 17177.27484

Nhiệt độ gió cấp in °C 90 90

Tổng lượng gió CHI m3/h 38731.18 43994.52

Nm3/h 29128.4081 33086.78777

Tổng lọt gió máy nghiền Nm3/h 15553.82246 . 5153.182451

Lượng gió cấp II theo tiêu chuẩn Nm3/h 39556.8411 47918.57648

Tỷ lệ gió cấp l/tổng gió % 21.87505926 21.86559261

Tỷ Ịê gió cấp n/tổng gió % 44.99329773 53.29738183

Tỷ lê gió cấp ni/tổng gió % 33.13164301 24.83702555

Tỷ lệ gió lọt trong hệ thống nghiền % 17.69144718 5.731621282

Hệ số lọt gió ở bộ sấy không khí 0.03 0.03

Tổng lượng gió t. c. mà quạt phải cấp Nm3/h 74534.2641 87297.39719

Nhiệt độ không khí lạnh °C 25 25

Tổng lượng gió thực tế quạt phải cấp m3/h 81359.74616 95291.66433

57

Qua kết quả tính toán ta thấy :

• Nếu xét năng suất của máy nghiền là 9 T/h/lmáy thì tổng lưu lượng gió cấp IU vào buồng lửa là (38 731 - 49 724) m3/h, như vậy là tương đối lớn chiếm tỷ lê từ ( 41 52 ) % trong tổng lượng gió vào buồng lửa.( xem bảng 7 )

...... -- t ..... - ... . -• Lượng gió nóng cần thiết để sấy than là khoảng 27 000 - 36 000 m3/h tùy theo

nhiệt độ gió nóng vào máy nghiền.

5.3. Tính toán thiết kế cycỉon vòi phun

5.3.1 Mô tả cấu tạo vòi UD dùng cho lò hơi nhà máy điện Uông bí

Vòi phun UD thiết kế sử dụng trong nhà máy Uông bí theô thiết kế như vòi phun UĐ của hãng MHI. Gió cấp I được đưa vào vòi phun theo hướng tiếp tuyến vói thân của vòi phun. Cyclon được thiết kế vói nhiêm vụ phân ly than bột trong hỗn hợp than bột được đưa đến bằng gió cấp I. Luồng gió cấp I đậm đặc chạy qua thân vòi phun được thiết kế sao cho tỷ lê trọng lượng của gió và than ra khỏi miệng cyclon là 1 : 1. Lượng gió còn lại (do lực xoáy và sức hút của cyclon) theo đường gió loãng đi vào buồng lửa theo nhánh phụ (Xem hình 19). Nghĩa là gió cấp I thông thường sẽ được phân chia thành hai luồng gió (luồng đậm đặc dense và luồng loãng lean ). ở cả hai nhánh đều được bố trí các bộ lá chắn nhằm điều khiển chế độ gió của chúng. Theo số liêu thiết kế của nhà chế tạo và đã được thí nghiêm với than antraxit Việt nam thì lượng không khí tối ưu giữa vòi đậm đặc và loãng sẽ là 50% / 50% ở phụ tải định mức. Đói với các phụ tải khác có thể biến đổi trong khoảng + 10%.Các bộ lá chắn này sẽ được hiệu chỉnh khi làm các thí nghiệm ở trạng thái lạnh và chúng chỉ thay đổi vị trí khi cần phải thay đổi các chủng loại than khác nhau.

Miệng ra của vòi phun đâm đặc dense được thiết kế sao cho tốc độ gió ra khỏi miệng vòi phun đạt được trị số tối ưu là 12 m/s. Miệng vòi phun sẽ loe ra một góc là 45 đô để đảm bảo việc điền đầy ngọn lửa trên toàn thiết diện buồng đốt. Trong thiết kế lắp đặt sẽ khẳng định góc nghiêng xuống phễu lạnh của các loại vòi phun này cho phù hợp với thiết kế phễu lạnh và vị trí lắp đặt các vòi phun. Các vòi phun sẽ được đặt ở bốn góc lò, miệng chúng hướng vào tâm buồng lửa. Hưóng vector của 4 vòi phun ở 4 góc sẽ tạo thành những tiếp tuyến của vòng ưòn tưởng tượng có đường kính 1 m ở tâm buồng lửa.

58

Bảng 7. Cân bằng hệ thống nghiền lò cao áp Uông bí

9

Đai lượng Đơn vị PA 1 PA2

1 2 3 4

Nhiệt độ gió nóng vào máy nghiển °C 270 250

Nhiệt độ gió lạnh vào máy nghiền °C 25 25

Nhiệt độ than vào máy nghiền °C 25 25

Nhiệt độ hỗn hợp than ra khỏi máy nghiền °C 100 90

Độ ẩm than vào máy nghiền 0.1 ? 0.1

Độ ẩm than ra máy nghiền 0.015 i 0.015

Lượng ẩm bốc hơi trên 1 kg nhiên liêu kg/kg 0.086294416 0.086294416

Nhiệt dung của than khô kJ/kg.°K 0.92 0.92

Nhiệt dung không khí kJ/Nm3.°K 1.3 1.3

Hệ số nghiên than km 0.7 : 0.7

Hệ số lọt gió máy nghiền kp 0.3 0.3

Hệ số mất mát khi nghiền 0.09 0.09

Công nghiền trung bình kWh/T 22 22

Nhiệt dung kk lạnh mang vào máy nghiền kJ/Nm3.°K 1.302825 1.302825

Nhiệt dung kk nóng mang vào máy nghiền csno kĩ/Nm3.°K 1.33051 1.32825

1 2 3 4

Nhiệt dung kk nótig ra khỏi máy nghiền CS111 kJ/m3.°K 1.3113 1.31017Nhiệt dung của than mang vào máy nghiền CpV0 kJ/m3.°K 1.328 1.328Nhiệt cần thiết để bốc hơi nước qw kl/kg 222.8984772 221.2329949Nhiệt mang ra bởi than bột qpvl kJ/kg 88.55634518 79'70071066

Nhiệt lượng của than mang vào qpvo kJ/kg 33.2 33.2Nhiệt lượng sinh ra kkhi nghiền than qm kJ/kg 55.44 55.44

Khối lượng gió nóng cần thiết vào máy nghiên m3/kg 1.831627043 1.828188004Chọn khối lượng gió nóng cần thiết m3/kg 1.5 1.828188Lượng than nghiền cho 1 máy là 9 t/h t/h 18 18Lượng gió nóng cần cho nghiền than là m3/h 27000 32907.384Lượng gió theo tiêu chuẩn Nm3/h 13574.58564 17177.27693

Lượng gió ra khỏi mn (nếu hệ số lọt gió là 0.3 ) m3/h 35100 42779.5992

Nồng độ than bột trong đường ống tới UD kg/kg 0.5 0.5

Nhiệt độ hỗn hợp gió cấp I °C 213.4046458 196.6733593Lượng không khí ẩm bốc ra trong môi chất sấy g„ m3/kg 2.036294416 2.376734414

Lưu lượng kt gió cấp III m3/h 38731.18061 43994.52294

Lọt gió máy nghiền Nm3/h 9872.2152Gió Cấp3 theo tc Nm3/h 34024.09281

Lọt gió hê thống nghiền m3/h 9872.2152

Miệng ra của vòi phun loãng lean sẽ được thiết kế sao cho vận tốc ra khỏi miệng vòi phun đó có tốc độ như tốc độ của các vòi gió cấp n từ 25m/s đến 35m/s. Miệng vòi phun này kề sát miệng vòi phun đậm đặc và sẽ được bố trí trên cùng một mặt phẳng. Vector vòi phun hướng vào tâm của buồng lửa và bao bọc phía ngoài vòng tròn tưởng tượng nhằm triệt tiêu những dòng lửa tạt tường của vòi dense và tăng dòng hồi lưu gío ìióng vào tâm cháy trong buổng lửa. Miệng của các vòi phun này cũng loe ra một góc như vòi phun dense. Nồng độ than bột có được ở vòi phun này chỉ chiếm (5- 7)% lượng than bột vào gió cấp I.

Các miệng vòi phun được chế tạo bằng gang hoặc bằng thép có đắp vật liêu chịu nhiệt nhằm chống cháy cụt vòi phun.

5.3.2 Những thông số dể tính thiết kế

Việc tính toán thiết kế cyclon và các miệng vòi phun được tiến hành trên cơ sở lấy những số liệu về than ( Vàng danh), công suất định mức của lò hơi là 1 lOT/h. Các thông số về lưu lượng gió cho buồng lửa và lưu lượng than cần thiết để đạt công suất định mức được lấy ở mục 5.1. Phân phối các loại gió để tính thiết kế vòi phun như : Lượng gió cấp I, lượng gió cấp n và lượng gió cấp in được lấy ở mục 5.2.

Kích thước của vòi phun được tính toán theo hai phương án sử dụng nhiên liệu và 5 trường hợp có những thông số thay đổi như sau :

THI TH 2 TH3 TH4 TH5

• Tốc độ gió trung bình qua thân cyclon (m/s) 6.5 8 9 9.5 10

• Tốc độ hỗn hợp vào vòi UD (m/s) 22 22 22 22 22

• Vận tốc gió ra khỏi mièng côn cyclon (m/s) 30 30 30 30 30

• Vận tốc gió ra khỏi vòi phun dense (m/s) 12 12 12 12 12

61

5.3.3 . Kết quả tính toán

Với các thông số biến đổi như trên đã tính toán xác định các kích thước chính phục vụ cho việc thiết kế vòi phun UD. Các số liệu tính toán được trình bầy ở bảng 8.

Theo các số liêu tính toán căc kỉch thước chính của vòi phun được xác định như sau :

• Đường kính thân ngoài vòi UD (cyclon) mm 396

• Đường kính ống lồng trong (vòi lean) mm 220

• Thiết diên cửa vào thân UD (cyclon) 2 m 0.053

• Đường kính miệng ra khỏi côn (cyclon) mm 166

• Đường kính miệng ra vòi dense mm 262

• Đường kính miệng ra vòi lean mm 262

Kích thước của vòi UD sẽ được thiết kế cho lò hofi theo TH4 (xem bảng 8).

5.4. Tính toán thiết kế hộp gió toàn bộ vòi phun

Hộp gió toàn bô vòi phun được thiết kế lắp đặt ở các góc của buồng lửa. Để phù hợp với các thông số của buồng lửa và kích thước hợp lý của các cyclon sẽ bố trí trong mỗi hộp gió có 2 vòi phun UD . Bao bọc xung quanh các vòi phun UD là ống gió làm mát vòi phun. Kề vối mỗi vòi phun UD là các vòi gió cấp n trên (aux.l) và dưới (aux.2). Nhiệm vụ của chúng nhằm tăng gia tốc và chỉnh hướng cho những hạt than khi ra khỏi vòi phun dense. Giữa hai vòi UD được bố trí một vòi đốt dầu. Để tăng lượng Oxy cần thiết cho sự cháy trong buổng lửa sẽ bố trí thêm các vòi gió cấp n (LFA và OFA) được lắp đặt ở ưèn và dưới của hộp gió. Phần trên cùng của hộp gió là gió cấp in (gió máy nghiền), (xem hình 20).

5.4.1 Tính toán phân chia tỷ lệ các loại gió

Tỷ lệ các loại gió được phân chia theo tỷ lê đã được kiểm chứng bằng các thí nghiêm đốt thử than Vàng danh ttên mô hình.

62

Bảng 8. Tính kích thước vòi phun

Đại lượốg Đơn vị THI TH2 TH3 TH4 TH5

1 2 3 4 5 6 7

Tốc độ gió TB qua thân m/s 6.5 8 9 9.5 10

Đường kính thân ngoài p.a. 1 (Dl) m 0.46083377 0.4153899 0.3916334 0.381188 0.371536063

Đường kính thân ngoài p.a.2 (Dl) m 0.479398852 0.4321243 0.40741068 0.3965444 0.386503711

Đường kính ống lồng trong p.a.l(D2) m 0.256018761 0.2307722 0.21757411 0.2117711 0.206408924

Đường kính ống lổng trong p.a.2(D2) m 0.266332696 0.240069 0.22633927 0.2203025 0.214724284

Thiết diên ống lồng p.a.l m2 0.051453301 0.0418058 0.03716072 0.0352049 0.033444645

Thiết diên ống lồng p.a.2 m2 0.055682487 0.045242 0.04021513 0.0380985 0.036193617

Chiều dài thân ngoài p.a. 1 (Hl) m 2.124955717 1.9154092 1.80586511 1.7577 ' 1.71319407

Chiều dài thân ngoài p.a.2 (Hl) m 2.210561373 1.9925731 1.87861593 1.8285105 1.782211556

TỐC độ hỗn hợp vào ƯD m/s 22 22 22 22 1 22

Thiết diên cửa vào UD theo p.a.1 m2 0.049254842 0.0492548 0.04925484 0.0492548 0.049254842

Thiết diộn cửa vào UD theo p.a.2 m2 0.053303326 0.0533033 O.O533O333 0.0533033 O.O533O3326

Chiồu rộng của vào UD p.a.l ( h) m 0.102407504 0.0923089 0.08702964 0.0847084 0.08256357

Chiều rộng cùa vào UĐ p.a.l ( h) m 0.106533078 0.0960276 0.09053571 0.088121 0.085889714

Chiều cao của cửa vào UD p.a.l (h) m 0.480969064 0.5335873 0.56595476 0.5814632 O.5965687O2

•

1 2 3 4 5 6 7

Chiểu cao của cửa vào UD p.a. 1 (h) m 0.500345313 0.5550833 0.58875473 0.604888 0.620601981

Chiều sâu của ống trong p.a.l(hl) m 0.865744315 0.9604571 1.01871857 1.0466338 1.073823663

Chiều sâu của Ống trong p.a.l(hl) m 0.900621564 0.9991499 1.05975852 1.0887984; 1.117083566

Chiều cao côn p.a.l m 0.46083377 0.4153899 0.3916334 0.381188 0.371536063

Chiều cao côn p.a.2 m 0.479398852 0.4321243 0.40741068 0.3965444 0.386503711

Vận tốc ra khỏi miệng cồn giả thiết m/s 30 30 30 30 30

Thiết diện miệng côn p.a. 1 m2 0.020066787 0.0200668 0.02006679 0.0200668 0.020066787

Thiết diện miệng côn p.a. 2 m2 0.02171617 0.0217162 0.02171617 0.0217162 0.02171617

Đường kính miệng côn p.a.l m 0.159883665 0.1598837 0.15988367 0.1598837 0.159883665

Đường kính miệng côn p.a.2 m 0.166324715 0.1663247 0.16632472 0.1663247 0.166324715

Tổng chiểu dài ống lean m 4 4 4 4 4

Tốc độ gió ra khỏi vòi phun m/s 12 12 12 12 12

Đ. K miệng ra khỏi vòi dense p.a. 1 m 0.252798271 0.2527983 0.25279827 0.2527983 0.252798271

Đ.K miệng ra khỏi vòi dense p.a. 2 m 0.262982465 0.2629825 0.26298247 0.2629825 0.262982465

Đ. K miệng ra khỏi vòi lean p.a.l m 0.252798271 0.2527983 0.25279827 0.2527983 0.252798271

Đ.K miệng ra khỏi vòi lean p.a. 2 m 0.262982465 0.2629825 0.26298247 0.2629825 0.262982465

Lưu lượng các loại gió được xác định từ tổng lượng gió cần thiết cho việc đốt cháy trong buổng lửa trừ đi lưu lượng gió cần thiết cho vòi UD, lưu lượng gió cần thiết cho hê thống nghiền than . Số còn lại là gió cấp n được chia theo các tỷ lệ trên. Kết quả lưu lượng các loại gió được trình bày ưong bảng phân chia tỷ lê gió (xem bảng 9). — .... -- <- -- ••

5.4.2 Tính toán thiết kế miệng ra các loại gió

Từ tính toán xác định lưu lượng các loại gió và vận tốc các loại gió (được chọn ưên cơ sở thực nghiêm) đã xác định kích thước miệng ra các vòi gió. (xem bảng 10)

Góc nghiêng của các miệng gió được thiết kế phù hợp với kích thước và vị trí trung tâm cháy của buồng lửa.

5.5 Tính toán trở lực đường gió

Để xác định và kiểm ưa khả năng đẩy của quạt gió đề tài đã tiến hành tính toán kiểm ưa ưở lực của toàn bộ đường gió từ quạt gió tới các vòi phun.

5.5.1 Tính toán trở lực của vòi phun UD

Với thiết kế của vòi phun đã tính kiểm ưa ưở lực của vòi phun. Việc tính kiểm ưa ưở lực của nó được chia thành 3 phần : Tính ưở lực của phân ly (xem bảng 11), tính ưở lực của vòi đậm đăc (dense) (xem bảng 12), tính ưở lực của vòi loãng (lean) (xem bảng 13). Trong các phần tính toán đều được thực hiên với 2 phương án sử dụng than và mỗi phương án đều được tính với 5 trường hợp có thông số vân tốc thay đổỉ.

a/ Trớ lực của phân ly : được tính với 5 trường hợp thông số vận tốc thay đổi

TH1 TH 2 TH 3 TH 4 TH 5

• TỐC độ gió ra khỏi phân ly vào dense m/s 30 30 30 30 30

Với các trường hợp ưên tổng ưở lực của thân cyclon sẽ dao động theo PA1 từ 33,9 60,5 mmHjO và ở PA2 dao động từ (32,04 57,16) mmH2O.

65

Bảng 9. Kết quả phán chũi tỷ lệ gió

Đại lượng Đơn vị Kết quả

Gío cấp I % 21.8

GÍỔ cấp n vòi phun % 14.5

Gió vòi dầu % 5.0

Gió cấp n phụ (Aux. air) % 20.0

Gío cấp n dưới (LFA) % 9.0

Gió cấp n trên (OFA) % 20.0

Gió cấp m (AA) % 10.0

Vận tốc gió cấp I m/s 12.0

Vân tốc gió cấp II vòi phun m/s 25.0

Vân tốc gió vòi dầu m/s 25.0

Vân tốc gió cấp n phụ (Aux. air) m/s 25.0

Vận tốc gío cấp n dưới (LFA) m/s 25.0

Vân tốc gió cấp n trên (OFA) m/s 25.0

Vận tốc gió cấp IU (AA) m/s 60.0

66

Bảng 10. Tính thiết kế miệng các vòi gió

Đại lượng Đơn vị Kết quả

1 2 3

Hệ số k.khí thừa vòi đốt 1.1

Tỷ lệ gío cấp 3 đưa vào vòi AA 0.1

(chọn để đảm bảo aỉfa vòi =1,1)

Lượng gió cấp 3 đưa vào vào vòi phun AA Nm3/s 2.497442695

m3/s 3.320775451

Lượng gió cắp 3 choi vòi A A m3/s 0.830193863

Tốc độ gió của vòi A A m/s 60

Diện tích vòi A A 2 m 0.013836564

Đường kính vòi A A m 0.132763687

Phàn phối gió C3 cho vòi phun 0.148370256

Tỷ lệ gió cấp 3 cho làm mát D&L 0.06

Lưu lượng gió C3 cho làm mát 8 UD Nm3/s 1.498465617

m3/s 1.992465271

Lưu lượng Gió cho làm mát 1 UD m3/s 0.249058159

Tỷ lệ gió C3 cho 4 LFA 0.088370256

Lượng gió C3 cho 4 LFA Nm3/s 2.206996491

m3/s 2.934577752

Lưu lượng gió C3 cho mỗi LFA m3/s 0.733644438

Tốc độ gió ở miệng LFA m/s 25

Diện tích mỗi LFA 2 m 0.029345778

Kích thước ống gió LFA m 0.7x0.2

Kích thước miệng LFA m 0.35 X 0.09

Tỷ lệ gió cấp 2 cho vòi đốt % 53.29738183

Lưu lượng gió cấp 2 cho vòi đốt Nm3/s 13.31071569

m3/s 25.50001577

67

1 ; 2 3

Lưu lượng gió C2 cho 1 vòi m3/s 6.375003943

Tỷ lệ gió C2 cho 8 OFA 0.2

Lưu lượng gió C2 cho OFA2 Nm3/s 4.994885389

— - - - ... _.f m3/s 9.568956258

Lưu lượng gió c2 cho 1 OFA m3/s 1.196119532

Tốc độ gió tại cửa OFA2&1 m/s 25

Diện tích cửa OFA2 2 m 0.047844781

Kích thước hộp gió 0FA2 m 0.7 X 0.2

Kích thước miệng OFA2 m 0.3 X 0.159

Tỷ lệ gió vào AUX2 0.1

Lưu lượng gió vào AUX2 Nm3/s 2.497442695

m3/s 4.784478129

Lưu lượng gió vào 1 AUX2 m3/s 0.598059766

Tốc độ gió ra khỏi AUX2 m/s 25

Diện tích miệng AUX2 2 m 0.023922391

Kích thước ống AUX2 m 0.7x0.10

Kích thước miệng AUX2 m 0.35 X 0.07

Tỷ lệ gió vào AUX1 0.1

Lưu lượng gió vào AUX1 Nm3/s 2.497442695

m3/s 4.775329987

Lưu lượng gió vào 1 AUX1 m3/s 0.596916248

Tốc độ gió ra khỏi AUX1 m/s 25

Diện tích cửa AUX1 m2 0.02387665

Kích thước ống gió AUX1 m 0.7 X 0.1

Kích thước miệng vòi AUX1 m 0.35 X 0.07

Tỷ lệ gió vào vòi dầu 0.05

Lưu lượng gió vào vòi dầu Nm3/s 1.248721347

m3/s 2.392239065

68

1 2 3

Lưu lượng gió vào 1 vòi dầu 0.598059766

Tốc độ gió ra khỏi một vòi dầu m/s 25

Diện tích miệng gió dầu 2 m 0.023922391

Kích thước ống gió dầu m 0.7 X 0.2

Kích thước miệng gió vòi dầu m 0.35 X 0.08

Tỷ lệ gió cho làm mát D&L 0.083

Lượng gió cho làm mát D&L Nm3/s 2.072877436

Lượng gió cho làm mát 1 vòi D&L m3/s 0.496389606

Khoang gió vòi D&L 0.7 X 0.584

Diện tích miệng gió làm mát D&L m2 0.033

Tổng diện tích miệng gió C2&3 cho vòi ph 2 m 0.310555812

Chiều cao vòi m 2.268

69

Bảng 11. Tính trở lưc của phân ly vòi phun

Đại lượng Đơn vị THI TH2 TH3 TH4 TH5

Khối lượng riêng của hỗn hợp vào UD kg/m3 1.239489842 1.170776119

Hệ số ma sát với vách 0.02

Lưu lương gió vào vòi lean m3/s 0.481602895 0.52118808

Tốc độ gió ra khỏi côn, vào ống nghẽn pa m/s 30 30 30 30 30

TỐC độ gió ra khỏi côn, vào ống nghẽn pa m/s 30 30 30 30 30

Tốc đọ gió ở ống leanp.a.l m/s 9.36 11.52 12.96 12.64097905 14.4

Tốc đọ gió ở Ống lean p.a.2 m/s 9.36 11.52 12.96 13.68 14.4

H.s tổn thất áp lực đầu vào và với vách 1 0.477876365 0.256782231 0.18091879 0.169472957 0.129720936

H.S tổn thất áp lực đầu vào và với vách 2 0.477876365 0.256782231 0.18091879 0.153055014 0.129720936

Hệ SỐK 4.4 4.4 4.4 4.4 4.4

H.s tổn thất a.l tại tâm xoáy và ông ra 3.488980276 3.858506662 4.09201 4.041057956 4.31700315

Tổn thất áp lực đầu vào và ma sát p.a.l mmH2O 14.61183911 7.851530063 5.53188313 5.18190847 3.96642645

Tổn thất áp lực đầu vào và ma sát p.a.2 mmHjO 13.80180112 7.416264004 5.22521157 4.420463156 3.746539269

Tổn thất áp lực tại tâm và ống ra p.a. 1 mmH2O 19.31052942 32.34954536 43.4200839 40.7943926 56.55243623

Tổn thất áp lực tại tâm và ống ra p.a.2 mmH2O 18.24000967 30.55618037 41.0130004 45.12758847 53.41733315

Tổng trở lực thân cyclon p.a. 1 mmH2O 33.92236854 40.20107542 48.9519671 45.97630107 60.51886268

Tổng trở lực thân cyclon p.a.2 mmH2O 32.04181079 37.97244437 46.2.38212 49.54805162 57.16387242

Bảng 12. Tính trở lực vòi dense

Đại lượng Đơn vị THI TH2 TH3 TH4 TH5

1 2 3 4 5 6 7

Hê số trở lực cuc bộ ở côn 0.1 0.1 0.1 0.1 0.1

Khối lượng riêng của hỗn hợp kg/m3 1.593629797 1.505283582

Tổn thất áp lực ở côn p.a.l mmH2O 7.310228426 7.310228426 7.31022843 7.310228426 7.310228426

Tổn thất áp lực ở côn p.a.2 mmH2O 6.90497056 6.90497056 6.90497056 6.90497056 6.90497056

Hệ số trở lực cục bộ ống loe 0.65 0.65 0.65 0.65- 0.65

Hệ số phi 0.05 0.05 0.05 0.05 0.05

Trở lực ở Ống loe p.al mmHjO 2.375824238 2.375824238 2.37582424 2.375824238 2.375824238

Trở lực ở Ống loe p.a2 mmH2O 8.202498211 8.202498211 8.20249821 8.202498211 8.202498211

H.s trở lực ra khỏi vòi phun 1.1 1.1 1.1 1.1 1.1

Tốc độ gió ra khỏi vòi phun m/s 12 14 16 18 12

Đ. K miệng ra khỏi vòi dense p.a.l m 0.252798271 0.234045721 0.21892972 0.206408924 0.252798271

Đ.K miệng ra khỏi vòi dense p.a. 2 m 0.262982465 0.243474452 0.2277495 0.214724284 0.262982465

T.T áp lực ra khỏi miệng vòi phunp.a.l mmH2O 12.86600203 17.51205832 22.8728925 28.94850457 12.86600203

T.T áp lực ra khỏi miệng vòi phun p.a.2 mmH2O 12.15274819 16.54124059 21.6048857 27.34368342 12.15274819

Độ nhớt ở 200°C m2/s 3.48E-5 3.48E-05 3.48E-05 3.48E-Ò5 3.48E-05

1 2 3 4 5 6 7

Chiều dài đoạn thắt m 2.00E-01 2.00E-01 2.00E-01 2.00E-01 2.00E-01

Re p.a. 1 137830.7458 137830.7458 137830.746 137830.7458 137830.7458

Re p.a. 2 143383.3751 143383.3751 143383.375 143383.3751 143383.3751

Hệ số lamda p.a..l 0.016859507 0.016859507 0.01685951 0.016859507 0.016859507

Hệ số lamda p.pa 2 0.016723901 0.016723901 0.0167239 0.016723901 0.016723901

Trở lực đoạn thắt p.a.l mmH2O 1.541706587 1.541706587 1.54170659 1.541706587 1.541706587

Trở lực đoạn thắt p.a.2 mmH2O 1.388585535 1.388585535 1.38858554 1.388585535 1.388585535

Re p.a.l 87171.81764 94156.32439 100657.345 106763.2366 87171.81764

Re pa 2 90683.60876 97949.49233 104712.412 111064.2847 90683.60876

Hệ SỐ lamda p.a.l 0.0185609 0.018257137 0.01799999 0.017777657 0.0185609

Hệ sô' lamda p.a.2 0.018404304 0.018104361 0.01785043 0.017630848 0.018404304

Độ dài đoạn ống vào m 0.3 0.3 0.3 0.3 0.3

Trở lực đoạn đầu vòi dense p.a. 1 mmH2O 0.257630411 0.372561289 0.51288174 0.679987221 0.257630411

Trở lực đoạn đầu vòi dense p.a.2 mmHjO 0.231950698 0.335448964 0.4618189 0.612318837 0.231950698

Tổng trở lực của dense p.a. 1 mrnHjO 24.35139169 29.11237886 34.6135335 40.85625104 24.35139169

Tổng ưở lực của dense p.a. 2 mmH2O 28.88075319 33.37274386 38.5627589 44.45205656 28.88075319

Bảng 13. Tính trỏ lực ông lean

*Đại lượng Đơn vị THI TH2 TH3 TH4 TH5

1 2 3 4 5 6 7

Hệ số trở lực chỗ uốn 1 1 1 1 0.75

Khối lượng riêng ở vòi lean 1.066747122 1.129355306

Trở lực hai chỗ uốn p.a. 1 mmH2O 9.52673687 14.43103337 18.2642766 17.37616356 16.91136723

Trở lực hai chỗ uốn p.a. 2 mmH2O 10.08586815 15.27800146 19.3362206 21.54436925 17.90390797

Re 68860.21851 76393.55344 81027.5995 76925.11-161 85410.58927

Lamda 0.019538813 0.019098957 0.01885602 0.01907011 0.018642613

Trở lực đường dài p.a. 1 mmH2O 1.454121011 2.388655937 3.16574038 3.129467291 4.073106427

Trở lực đường dài pa2 mmH2O 1.479847534 2.430916391 3.22174913 3.729903637 4.145168427

Trở lực chỗ loe p.a. 1 mmHjO 0.154809474 0.234504292 0.29679449 0.282362658 0.366412957

Trở lực chỗ loe p.a.2 mmH2O 0.163895358 0.248267524 0.31421358 0.350096 0.387918006

H.s của lá chắn 0.1 0.1 0.1 0.1 0.1

Trở lực lá chắn p.a 1 mmH2O 0.476336844 0.721551668 0.91321383 0.86880él78 1.127424482

Trở lực lá chắn p.a 2 mmH2O 0.504293408 0.763900073 0.96681103 1.077218463 1.193593864

Trở lực miệng ra của vòi p.al mmH2O 34.44908138 34.44908138 34.4490814 34.44908138 34.44908138

Trở lực miệng ra của vòi p.a2 mmH2O 36.47092363 36.47092363 36.4709236 36.47092363 36.47092363

1 2 3 4 5 6 7

Re p.a.l 110264.5966 110264.5966 110264.597 110264.5966 110264.5966

RE p.a.2 114706.7 114706.7 114706.7 114706.7 114706.7

Lamda pa.l 0.017657572 0.017657572 0.01765757 0.017657572 0.017657572

Lamda p.a.2 0.017512245 0.017512245 0.01751225 0.017512245 0.017512245

Độ dài miệng phun m 0.4 0.4 0.4 0.4 0.4

Trở lực dài miệng phun p.a..l mmH2O 1.383476705 1.383476705 1.3834767 1.383476705 1.383476705

Trở lực dài miệng phun p.a..2 mmH2O 1.396365503 1.396365503 1.3963655 1.396365503 1.396365503

Tổng trở lực đường lean p.a.l mmH2O 12.9954809 19.15922197 24.023502 23.04027839 23.8617878

Tổng trở lực đường lean p.a.2 mmH2() 13.63026996 20.11745096 25.2353598 28.097952861

25.02695377

Trở lưc thân và den se p.a. 1 mmH2O 58.27376023 69.31345428 83.5655006 86.83255211 84.87025437

Trở lưc thân và den se p.a.2 mml 12O 60.92256398 71.34518823 84.8009708 94.00010818 86.04462561

Trở lực thân và lean p.a. 1 mniH2O 46.91784944 59.36029739 72.9754691 69.01657946 84.38065047

Trở lực thân và lean p.a. 1 mmH2O 45.67208075 58.08989533 71.4735718 77.64600448 82.19082619

ị>/ Trở lực của vòi dense: được tính với tổng chiếu dài là 0,5 m và 5 trường hợp thông số vận tốc thay đổi

THI TH 2 TH 3 TH 4 TH 5

• Tốc độ gió ra khỏi miệng vòi dense m/s 12 14 16 18 12

Với các trường hợp trên tổng trở lực của vòi dense dao động từ (24,35 40,85)mmH20 trong PA1 và (28,88 44,45) mmH20 trong phương án 2.

c/ Trở lực của vòi lean: vận tốc gió trong ống lean được xác định trên cơ sở các chế độ vận tốc của ở vòi dense. Chỉ số vận tốc của vòi lean như sau :

TH1 TH 2 TH 3 TH 4 TH 5

• Tốc độ gió ra khỏi miệng vòi lean m/s 9,36 11,52 12,96 12,64 14,4

Với các chỉ số trên tổng trở lực của vòi lean ở cả hai phương án dao động khoảng từ 12,99 mmH2O đến 28,09 mmH20.

Tổng trở lực của vòi UD cao nhất ở trường hợp 5, trong phương án 2 giá trị của nó là 94,001 mmH20. Trở lực được tính gồm cyclon và vòi ống đậm đặc, sẽ dùng số này để tính toán kiểm tra khả năng đầu đẩy của quạt gió.

5.5.2. Tính toán trở lực từ quạt gió đến vòi phun

Việc tính toán trở lực từ quạt gió đến vòi phun được tiến hành trên cơ sở phân phối gió tính khí động.

Lượng gió được tính theo lượng nhiên liêu bị cháy kiệt trong buồng lửa Bq được tính là 14,92T/h với hệ số không khí thừa buồng lửa a=l,2. Lưu lượng gió từ quạt gió được chia thành 2 nhánh sau khi ra khỏi các bô sấy không khí. Kết quả phân phối gió được trình bày ở bảng 14.

Trở lực của bộ sấy không khí gổm : bộ sấy gió cấp I, bộ sấy gió cấp n. Số liệu tính toán được trình bày ở bảng 15. Toàn bô các đường ống từ bộ sấy không khí đến vòi phun than được tính toán trở lực của nó ttong bảng 16.

75

Tổng trở lực của tuyến gió kể cả vòi phun là: 211,18mm H20. Với trở lực như vậy quạt gió hiện tại của nhà máy đủ khả năng hoạt đông một cách bình thường với số dư gần 100 mm H2O.

76

Bảng 14. Phân phối gió tính khí động

Đại lượng Đơn vị Kết quảTổn thất q4 chọn % 12Lượng nhiên liêu cháy Bq t/h 14.92738502Hệ số không khí thừa buồng lửa AlfaT 1.2Lọt gió buồng lửa 0.1Lưu lượng không khí đầu hút quạt Vxb Nm3/h 87675.26033

m3/h 95704.13032m3/s 26.58448065

Nhiệt độ không khí sau SKK1 °C 169Nhiệt độ không khí trung bình °C 97Lưu lượng gió ở bộ SKK1 Nm3/h 87062.25167

Nm3/s 24.1839588m3/s 140957.9313m3/s 39.15498091

Nhiệt độ trung bình ở bộ SKK2 °C 209.5Lưu lượng gió ở SKK2 Nm3/h 85836.23435

m3/h 151706.8977m3/s 42.14080492

Lưu lượng gió sau SKK Nm3/h 85223.22568m3/h 163266.4726m3/s 45.35179796

Lưu lượng gió cho 1 nhánh m3/s 22.67589898Nm3/h 42611.61284Nm3/s 11.83655912

Lưu lượng gió vào nhánh gió C1 m3/s 5.230772482Luưu lượng gió sau nhánh gió C1 m3/s 17.4451265Lưa lượng gió vào gió C2 nhánh 1 m3/s 6.375003943

Nm3/s 3.327678923Lưu lượng gió sau gió C2 nhánh 1 m3/s 11.07012255

Lưu lương gió vào C2 nhánh 2 m3/s 6.375003943Nm3/s 3.327678923

Lim lượng gió vào 1 máy nghiền, sau C2 nhánh m3/s 4.695118611m3/h 16902.427

Nm3/s 2.450798051Nn?/h 8822.872985

77

Bảng 15. Tính trở lực bộ sấy không khí

Đại lượng Kí hiệu Công thức Đơn vị Kết quả1 2 3 4 5

Bước ngang tương đối Sl/d 1.55Bưóc dọc tương đối S2/d 1.05Cs 1.025Cd 0.94Bể rộng bô sấy không khí imChiểu cao bộ sấy kk 3600Diện tích cửa vào 2.8x7.277 2 m 20.375Diên tích Ống chắn 118x0.04x2.8 2 m 13.21Diên tích cho gió qua 2 m 7.165Tốc độ gió qua bộ SKK1 m/s 5.464756582Trở lực của hầm hgr 0.355Trở lực của chùm ống Delta hp Đồ thị 5 kG/cm2 48.9120775Diện tích vào ống chuyển tiếp F1 1.36x7.277 2 m 9.896ra khỏi chỗ ngoặt F2 0.6x7.277 4.3662Diên tích tiết diên trung bình Fcp 6.059081376Tiết diện trung bình của ống chuyển tiếp 6.958393936Hệ số trở lưc khi ngoặt trong hộp 90 độ £ 0.9Hê số trở lực khi ngoặt trong hộp 180 dộ 4 2.6537719Tốc độ trung bình trong hộp chuyển tiếp Wcp m/s 6.462197564Trở lực của hộp Ahk kG/cm2 13.3613157

1 2 3 4 5 ‘Trở lực của chùm ống 24.2850175Diện tích chuyển tiếp F1 2 m 9.896Diện tích ra khỏi chỗ ngoặt F2 0.6x7.277 2 m 4.3662diện tích của vào SKK2 F3 4.16x7.277 2 m 30.2723Diện tích tiết diện trung bình Fcp 6.059081376Diện tích trung bình cả ống chuyển Fcpl 2 m 8.261810399Hê số trở lưc khi ngoặt trong hộp 90 độ e 0.9Hệ số trở lực khi ngoặt trong hộp 180 độ £ 1.88248345'

Diện tích cửa vào 3.6x7.277 2 m 26.1972

Diện tích ống 3.6x.04x118 2 m 16.992

Diện tích gió qua 2 m 9.2052Tốc độ gió qua m/s 4.577934745Trở lực ống chuyển Ahk kG/m2 2.22598676Tổng trở lực của bộ sấy không khí Ahk kG/m2 93.22361733

Bảng 16. Tính trở lực ống dẫn không khí nóng tới ống dẫn than

oo o

I

Đại lượng Kí hiệu Công thức Đơn vị Kết quả*

1 2 3 4 5

Đường kính ống gió C1 0.626

Diện tích chỗ ngoặt F1 1.5**3.14*0.626*2/4 2 m 4.61E-01

Tiết diên hộp gió F2 F2=l. 350x1.350 2 m 1.8225

Tỷ số giữa 2 tiết diện F1/F2 0.253187374

Tốc đổ chỗ ngoặt W1 V1/F1 m3/s 11.33590632

Tốc độ gió trong hộp gió W2 9.57208587

Tỷ số tốc độ gió W2/W1 0.844404109

Hệ số Si y 0.01

Trở lực chỗ ngoặt hp Sĩ -WlA2.y/2g kG/m2 0.433652629

Hệ số trở lực chỗ ngoặt 160 ^2 KO.SiO.B.OO.2.1.4.1 0.28

Tốc độ trong ống m/s 17.00385947

Hệ số trở lực ngoặt 90 độ & K0.Si0.B.C=l.4x1x1 1.4

Tổng chiều dài đoạn ống 1 Theo thiết kế m 27.65

Hệ số reynol Re 305874.0239

Hê số lamda X 0.014409907

áp lực động hd ĐỒ thị kG/m2 4.2

Tổng trở lực h kG/m2 9.771198798

Đường kính ống dẫn gió cấp 1 vào ống hỗn hạ m 0.357

' ' 1 2 3 4 5

Tổng diện tích gió ra khỏi hộp gió Fpod „2 m 0.40018986

Diện tích tiết diện ngang của hộp Fk 2 m 0.30762266

Hệ số trở lực chỗ chia gió 0.998161273

Trở lực chỗ chia gió hd kG/m2 4.192277346

Tốc độ không khí trước bộ hỗn hợp w m/s 26.14145437

Hệ số trở lực của cửa chớp Ẹ> 0.1

Áp lực động tại Ống hỗn hợp hd kG/m2 20

Trở lực tấm cửa chóp trước bộ hỗn hợp Ah kG/m2 2

Tốc độ hỗn hợp trong ống than bột Whh m/s 23.44233671

Tổn thất do gia tốc nhiên liệu Ah y.miu.wA2/g kG/m2 10.78331383

Hệ số trở lực của bộ hỗn hợp ẹ, 0.15

Chiều dài từ bộ hỗn hợp tới buồng lửa Tạm chọn m 25

Hệ số ma sát của ống dẫn than bột X d<0.4 0.02

Hệ số trở lực chỗ uốn( 3chỗ uốn) c tổng 0.38

Tổng hê số trở lực 1.319212

Áp lực động 17

Trở lực của đoạn ống kG/m2 22.426604

Hệ số trở lực của miêng vòi đốt c Vòi phun thẳng 2.2

trở lực cùa vòi đốt có bụi Ah kG/m2 14.854752

Tổng trở lực của đoạn ống Eh kG/in2 117.1855271

Tổng trở lực của tuyến gió kể cả cyclone Lh kG/m2 211.1856353

Chương 6

KÊT LUẬN VÀ KIẾN NGHỊ

... --------- í ...... - . . . -

1. Trải qua 20 năm kể từ khi đưa vào vận hành đến nay tình hạng thiết bị của các lò cao áp NMĐ Uông Bí đã có xuống cấp do nhiều nguyên nhân :

• Thiết kế buồng lửa lò hơi có khiếm khuyết dẫn đến tình trạng đóng xỉ buổng lửa với thời gian vận hành ngắn, có thời kỳ chu kỳ vận hành chỉ đạt 15 20ngày. Dẫn đến khả năng nhanh chóng bị lão hoá thiết bị.

• Nhiên liêu sử dụng bị thay đổi nhiều lần cả về chủng loại lẫn chất lượng.

• Thiết bị có thời kỳ phải vận hành liên tục (nãm 1983 lò số 5 vận hành 7188 giờ), bị khai thác một cách triệt để. Nhiều khi thiết bị phải vận hành ttong tình trạng sự cố, thời gian ngừng để sửa chữa không đảm bảo đủ để thực hiện hết hạng mục công việc.

• Vật tư để sửa chữa không đầy đủ, chất lượng sửa chữa không đảm bảo yêu cầu kỹ thuật.

• Sử dụng nước mặn làm mát bình ngưng và các thiết bị khác.

Tuy vậy kể từ năm 1989 đến nay do yêu cầu của hê thống đối vói NMĐ Uông Bí thấp vì vậy Nhà máy có một thời gian dài để phục hồi và nâng cấp sửa chữa. Tình trạng trang thiết bị sau các kỳ đại tu có tốt hơn, các chỉ tiêu kỹ thuật trong sửa chữa ngày một nâng cao hơn. Các thông số vận hành của thiết bị hoàn thiện hơn đạt được những thông số thiết kế. Độ tin cậy trong vận hành của chúng đã được nâng lên.

2. Vòi phun than YT- 9 của các lò cao áp Uông Bí đã trải qua rất nhiều lần cải tiến, có những nghiên cứu cải tiến đã đạt được những thành công nhất định, phù hợp với những mục tiêu đã đặt ra của từng thời kỳ. Đợt cải tiến lần cuối năm 1991 cho đến nay có thể nói là thành công nhất. Khả năng bị đóng xỉ buồng lửa không còn nữa, hiệu suất của lò được nâng cao (79-82)%. Lò hơi có thổ mang được 100% tải định mức, đốt than Vàng danh với nhiệt tri từ (5000-5200) kcal/kg không phải kèm dầu. Lò vẫn cháy ổn định trong thời gian dài.

82

3. Nhìn chung các nhà máy nhiệt điên than Phả lại, Uông bí và Ninh bình trong thời gian qua chỉ vận hành với công suất thấp. Trung bình chỉ phát được khoảng (50 - 60) công suất và sản lượng thiết kế. Trong những năm tới đặc biệt vào những tháng mùa khô nhu cầu của hê thống đối với các nhà máy này sẽ tăng lên kể cả về công suất vă sản lượng. Trên cơ sở đó cần thiết phải đầu tư nghiên cứu hoàn thiện các thiết bị lò hơi để vận hành ổn định và nâng cao được hiệu suất của các lò hơi cao áp hiện nay. Đối với một lò hơi cao áp của chúng ta, nếu chỉ tăng thêm hiệu suất lên 1% thì chúng ta sẽ tiết kiêm được khoảng (250 - 500) kg than trong 1 giờ vận hành. Nếu chỉ tính trung bình 3000 giờ vận hành trong nám, chúng ta sẽ làm lợi về tiết kiêm than trên 1 lò khoảng (165 - 330) triệu đổng/năm.

4. Khả năng bắt và bén cháy nhanh của than bột là một trong những nguyên nhân chính làm tăng tính ổn định cháy trong buồng lửa lò hơi. Việc cải tiến các vòi phun ÝT - 9 sang các loại vòi phun UD cũng nằm trong mục tiêu trên. Vòi phun UD với khả năng phân tách 2 luồng than của gió cấp I sẽ làm tăng đáng kể khả năng nhào trộn, bắt và bén cháy những hạt than khi ra khỏi miệng vòi phun.

5. Với những kết quả tính toán được trình bầy ở chương trên đề tài có thể khảng định :

• Hoàn toàn có khả năng triển khai áp dụng việc thay đổi quá trình cháy trong buồng lửa lò hơi bằng cải tiến vòi phun xoáy YT - 9 sang hình thức thổi thẳng vòi phun kiểu UD.

• Tổng lượng gió cần thiết (với vòi ƯD)là 92.880,1 Nm /h so với năng suất thiết kế của quạt gió các lò cao áp là 123.600 m /h. Tổng trở lực của tuyến gió kể cả vòi phun UD là 211,185 mmH20 so với áp lực đầu đẩy theo thiết kế của quạt gió là 379 mmH20.

33

• Tổng lượng than tiêu thụ (với năng suất hơi 110 T/h) là 16,97 T/h . Hê thống chế biến than hiện tại của Uông bí hoàn toàn có khả nãng đáp ứng được.

• Theo các số liệu tính toán kích thước chính của vòi phun như sau :

Đường kính thân ngoài vòi UD (cyclon) mm 396

Đường kính ống lổng trong (vòi lean) mm 220

Thiết diên cửa vào thân UD (cyclon) m2 0.053

83

Đường kính miệng ra khỏi côn (cyclon) mm 166

Đường kính miệng ra vòi dense mm 262

Đường kính miệng ra vòi lean mm 262

• Với sự tham gia của các vòi gió LFA và OFA quá trình cháy trong buồng lửa sẽ được cải thiện hơn. Sự phân chia gió cấp 2 thành nhiều lớp sẽ tăng khả năng nhào trộn than với không khí khi ra khỏi vòi phun và trung tâm buồng lửa sẽ được điền đầy hơn.

• Việc triển khai áp dụng loại vòi phun này tại Uông bí có nhiều thuận lợi bởi những thí nghiệm đốt thử than Vàng danh tại Nhật bản đã khẳng định tính ưu việt của loại vòi phun UD này. Có hiệu suất cháy cao, khả năng biến đổi công suất rông, lò không bị đóng xỉ.

84

TÀI LIỆU THAM KHẢO

1. Nguyên Công Bằng Báo cáo tổng kết đề tài 10A-03-01 Hà Nội -1983 < - - — ..... •. _

2. Sagalova s. Đốt nhiên liệu rắn trong buổng lửa than phun VT1-1976

3. Romadin Giới thiệu cách chọn, tính toán và thiết kế vòi phun

Năng lượng nhiệt số2 -1968

4. p. Kolat Quá trình khí động trong buồng lửa lò cao áp Năng lượng nhiệt sô' 11 -1989

5. H. Effenberger Đốt nhiên liệu kém phẩm chất và ảnh hưởng của chúng đến việc cải tiến vòi phun.

Năng lượng nhiệt 12 -1989

6. Trung tâm thí nghiêm điện Báo cáo kỹ thuật sau đại tu lò 5, lò 7 và lò 8 Uông Bí năm 1985-1990

7. VTI Chuẩn bị và đốt nhiên liêu ttong lò hơi công suất lớn của nhà máy nhiệt điên

VTỈ-1985

8. n.n. Elizarov Vận hành lò hơi cao áp

9. Nguyễn Phú Gia Nghiên cứu các giải pháp toàn bộ nâng cao hiệu suất lò hơi IIK-20 - 3 NMĐ Uông Bí

10. Mitsubishi Heavy Industry

Hà Nội - 11H990

Technical Collaboration for Development of Combustion Technology of Anthracite Produced in Vietnam

July -1995

11. Mitsubishi Heavy Industry Technical Proposal for Modification Work of Uong Bi Power Station (VNM - 0196)

July - 10H996

85

sơ Đ

ổ V

ÒI U

D Á

P D

ỤN

G C

HO

NH

À M

ÁY

ĐIÊ

N U

ÕN

G B

Í

TỔNG CÔNG TY ĐIÊN VỆT NAM

Viên Nàng lương

Số 509 VNL/P5v/v : Nghiên cứu ứng dụng

vòi đốt VOTEX-UD ở Uông bí

CỘNG HOÀ XÃ HỘI CHỦ NGHĨA VIỆT NAM Đôc lâp - Tư do - Hanh phúc

Hà nội, ngày 5 tháng 9 năm 1996

Kính gửi: Tổng công ty Điện lực Việt nam

Thực hiện nhiêm vụ của Tổng Công ty Điên lực Việt nam giao về việc “ Nghiên cứu ứng dụng vòi đốt than kiểu Votex- UD cho nhà máy điên Uông bí “ theo công văn số : 2653 ĐVN/KH2, ngày 12 tháng 7 năm 1996. Viên Năng lượng đã hoàn thành việc nghiên cứu, tính toán thiết kế áp dụng loại vòi phun UD cho các lò hơi cao áp của nhà máy điên Uông bí.

Viên Năng lượng kính trình Tổng Công ty Báo cáo “Nghiên cứu thiết kế ứng dụng vòi phun than bột kiểu Votex-UD cho lò hơi NMNĐ Uông bí”.

Đê có thể triển khai áp dụng kết quả nghiên cứu trên trong năm 1996 Viên Năng lượng kính mong Tổng công ty sớm xem xét và duyệt báo cáo ttên.

Nơi nhận :- Như trên- Ban KTNĐ,BKH2-Trung tâm NCKHMT-MT.- NMĐ Uông bí -LưuP2,P5.

Viện trưởng Viên Năng lượng

Hìn

h 21

. sa Đ

Ồ VÒ

I PH

UN

UD

TRO

NG

BU

ỒN

G L

ỬA

LÒ C

AO Ă

P U

ÕN

G B

Í