Tải bản đầy đủ

Nghiên cứu khí động, trao đổi nhiệt và vòng đời của công nghệ lớp sôi tuần hoàn (tt)

PHẦN MỞ ĐẦU
1. Tính cấp thiết của đề tài
Công nghệ lớp sôi tuần hoàn (CFB) được du nhập vào Việt Nam từ
những năm đầu của thế kỷ 21 thông qua các dự án sản xuất điện theo
hình thức Chìa khóa trao tay (Turnkey Project). Do vậy, thực tế áp
dụng công nghệ CFB ở Việt Nam, vẫn cho thấy còn nhiều tồn tại trong
thiết kế, vận hành, bảo dưỡng. Thực tế cho thấy, chế độ khí động của
buồng đốt kiểu CFB phụ thuộc chủ yếu vào các thông số vận hành
(vận tốc hạt rắn, vận tốc gió, khối lượng riêng lớp hạt, độ cứng của hạt,
nhiệt độ lớp hạt và đường kính hạt rắn) và được đặc trưng bởi tốc độ
tuần hoàn hạt. Sự tuần hoàn của hạt quyết định đến hiệu suất cháy, hiệu
quả khử lưu huỳnh, khả năng trao đổi nhiệt từ lớp tới vách trong buồng
đốt, cũng như là các vấn đề khí động liên quan đến vận hành như mài
mòn, đóng xỉ,...Tuy nhiên, chưa có nghiên cứu đầy đủ nào về chế độ
khí động nói chung, tốc độ tuần hoàn hạt nói riêng trong các buồng đốt
kiểu lớp sôi tuần hoàn.Vì vậy, việc hiểu rõ cơ chế tuần hoàn hạt trong
CFB, phân tích và lượng hóa tác động của các thông số vận hành đến
tuần hoàn hạt và trao đổi nhiệt trong buồng đốt CFB là hết sức cần
thiết nhằm hỗ trợ cho công tác thiết kế, vận hành và bảo dưỡng thiết bị
sử dụng công nghệ CFB, nâng cao hiệu quả sử dụng các nguồn năng
lượng sơ cấp. Mặt khác, ưu điểm của công nghệ CFB về phương diện

bảo vệ môi trường cũng cần được nhận dạng và lượng hóa, nhằm góp
phần thúc đẩy việc ứng dụng rộng rãi công nghệ sạch này trong tương
lai gần. Do vậy, việc sử dụng phân tích vòng đời để nhận dạng và
lượng hóa công nghệ sạch CFB theo quan điểm bảo vệ môi trường để
đảm bảo xem xét các yếu tố phát thải một cách toàn diện của quá trình
sản xuất điện năng: từ đầu nguồn (từ khai thác nhiên liệu), vận chuyển
nhiên liệu, sử dụng nhiên liệu và cho đến cuối nguồn (thải bỏ).
2. Mục tiêu nghiên cứu của đề tài
Các ưu điểm mà công nghệ CFB đem lại chủ yếu do yếu tố khí
động học, mà đặc trưng là tốc độ tuần hoàn hạt (SCR) trong lớp sôi.
Do vậy, mục tiêu nghiên cứu của đề tài đặt ra là: i) Nghiên cứu ảnh
hưởng của các thông số vận hành (vận tốc gió sơ cấp, vận tốc gió tuần
hoàn hạt, đường kính hạt, khối lượng lớp sôi, v.v) đến tốc độ tuần
hoàn hạt (solid circulation rate, SCR); ii) Nghiên cứu ảnh hưởng của
các thông số vận hành (tốc độ cấp gió dưới ghi, đường kính hạt, nhiệt
độ lớp sôi, v.v) đến hệ số trao đổi nhiệt giữa lớp sôi với tường buồng
đốt; và iii) Nghiên cứu, nhận dạng và lượng hóa tiềm năng giảm phát
thải gây ô nhiễm môi trường của CFB so với các công nghệ đốt than
truyền thống để sản xuất điện năng.
3. Phạm vi nghiên cứu
Nghiên cứu thực nghiệm trên mô hình về khí động học CFB, ảnh
hưởng của các thông số vận hành (đường kính trung bình hạt, khối
lượng lớp hạt, tốc độ gió dưới ghi, tốc độ gió tuần hoàn hạt, chiều cao
và diện tích mặt cắt ngang lớp sôi) đến tốc độ tuần hoàn hạt trong
1


buồng đốt (CFB) được xem xét và lượng hoá.
Nghiên cứu thực nghiệm trên mô hình về trao đổi nhiệt trong CFB,
ảnh hưởng của các thông số vận hành (đường kính trung bình hạt, khối
lượng lớp hạt, tốc độ gió dưới ghi, chiều cao và diện tích mặt cắt ngang
lớp sôi) đến hệ số trao đổi nhiệt từ lớp sôi đến tường buồng đốt trong
khoảng nhiệt độ của lớp sôi dao động từ 700C -1000C.
Nghiên cứu chu trình vòng đời của CFB được giới hạn trong 3
khâu: i) khai thác than, ii) vận chuyển than từ nơi khai thác đến nhà
máy nhiệt điện, và iii) đốt than trong nhà máy điện. Trong nghiên cứu
này, ta chỉ xét phát thải của CO2, là một trong các khí chính gây ra hiệu
ứng nhà kính;
4. Phương pháp nghiên cứu
Đối với mục tiêu cụ thể 1:


+Thu thập và cập nhật thông tin trong và ngoài nước về các nghiên
cứu lý thuyết, thực nghiệm của các tác giả trước đây.
+ Nghiên cứu thực nghiệm: Chỉnh sửa mô hình hiện có tại Viện
Khoa học và công nghệ Nhiệt lạnh, Đại học Bách khoa Hà Nôi.Tiến
hành nghiên cứu ảnh hưởng của từng thông số vận hành, xây dựng
biểu thức thực nghiệm xem xét ảnh hưởng đồng thời của các thông số
vận hành đối với tốc độ tuần hoàn hạt
Đối với mục tiêu cụ thể 2:
+ Thu thập và cập nhật thông tin trong và ngoài nước về các nghiên
cứu lý thuyết, thực nghiệm của các tác giả trước đây.
+ Nghiên cứu thực nghiệm: Nghiên cứu ảnh hưởng của từng thông
số vận hành, xây dựng biểu thức thực nghiệm xem xét ảnh hưởng đồng
thời của các thông số vận hành đối với hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới
vách trong buồng đốt lớp sôi tuần hoàn.
Đối với mục tiêu cụ thể 3:
Thu thập và tổng hợp các thông tin, nghiên cứu tài liệu trong và
ngoài nước về vòng đời và đánh giá vòng đời; Khảo sát, nghiên cứu
thực tế, thu thập, phân tích số liệu vận hành tại các nhà máy điện Na
Dương và Uông Bí. Nghiên cứu xây dựng mô hình tính toán phát thải
vong đời CO2 của nhà máy, xác định chí phí biên giảm phát thải khí
CO2 đối với trường hợp sử dụng công nghệ buổng đốt kiểu CFB thay
thế cho công nghệ đốt truyền thống.
5. Ý nghĩa khoa học và thực tiễn của đề tài
- Ý nghĩa về mặt khoa học:
Góp phần nhận dạng và lượng hóa ảnh hưởng của các thông số vận
hành đến chế độ tuần hoàn hạt và trao đổi nhiệt trong hệ thống/thiết bị
kiểu CFB;
Góp phần làm rõ ưu điểm về mặt lợi ích môi trường của công nghệ
CFB so với các công nghệ năng lượng truyền thống khác hiện đang
được sử dụng trong khu vực sản xuất điện năng. Việc so sánh công
nghệ CFB với công nghệ than phun (Pulverised fuel, PF) theo quan
2


điểm phát thải vòng đời CO2 đã góp phần làm rõ khả năng áp dụng và
nhân rộng công nghệ CFB ở Việt Nam trong tương lai gần.
- Ý nghĩa về mặt học thuật và thực tiễn:
Kết quả nghiên cứu thực nghiệm khí động lớp sôi tuần hoàn đã đưa
ra biểu thức thực nghiệm về quan hệ của các thông số vận hành với tốc
độ tuần hoàn hạt (solid circulation rate-SCR), cho phép đánh giá ảnh
hưởng của các thông số vận hành (đường kính hạt, khối lượng lớp, vận
tốc gió sơ cấp, vận tốc gió tuần hoàn hạt) đối với SCR và biểu thức
thực nghiệm cho phép xác định SCR khi biết các thông số vận hành,
thông số kích thước hình học của CFB;Kết quả nghiên cứu cho thấy,
có thể xây dựng các biểu thức thực nghiệm cho các thiết bị kiểu CFB
đã và đang vận hành hiện nay khi biết thông số hình học của thiết bị và
các thông số vận hành (kích thước hạt, khối lượng hạt và vận tốc gió
sơ cấp, vận tốc gió tuần hoàn hạt,...) từ đó lựa chọn chế độ khí động
của thiết bị kiểu CFB phù hợp với điều kiện vận hành, giảm thiểu vấn
đề vận hành có nguyên nhân từ chế độ khí động, giúp công tác vận
hành hiệu quả thiết bị, nâng cao hiệu suất cháy và hiệu quả truyền
nhiệt từ lớp tới bề mặt vách buồng đốt.
Kết quả nghiên cứu thực nghiệm trao đổi nhiệt trong CFB đã đưa ra
biểu thức thực nghiệm quan hệ giữa các thông số vận hành với hệ số
trao đổi nhiệt từ lớp tới vách trong buồng đốt lớp sôi tuần hoàn, cho
phép đánh giá sự ảnh hưởng của các thông số vận hành đối với trao đổi
nhiệt từ lớp tới vách. Kết quả nghiên cứu giúp xây dựng các biểu thức
thực nghiệm tương tự cho các thiết bị kiểu CFB đã và đang vận hành
hiện nay để có thể đánh giá sự thay đổi hệ số trao đổi nhiệt trong
buồng đốt ở các chế độ vận hành khác nhau, giúp lựa chọn chế độ vận
hành hiệu quả thiết bị kiểu CFB.
Kết quả nghiên cứu về đánh giá vòng đời công nghệ đốt lớp sôi tuần
hoàn đã xây dựng được mô hình so sánh công nghệ theo quan điểm
phát thải vòng đời, phương pháp tính chi phí biên giảm phát thải khí
nhà kính. Kết quả nghiên cứu có thể được làm cơ sở cho các nhà đầu
tư ra quyết định lựa chọn công nghệ sản xuất điện nói riêng và sản xuất
năng lượng nói chung trong điều kiện thực tế của mỗi dự án ở Việt
Nam. Ngoài ra, kết quả nghiên cứu cũng cho thấy, có thể áp dụng công
nghệ CFB ở Việt Nam để nâng cao hiệu quả sản xuất điện đồng thời
giảm phát thải CO2 mà không đòi hỏi kinh phí bổ sung/hỗ trợ từ Nhà
nước hoặc từ các tổ chức quốc tế theo cơ chế phát triển sạch.
6. Điểm mới của luận án
- Kết quả nghiên cứu thực nghiệm khí động CFB đã đánh giá ảnh
hưởng của các thông số vận hành (đường kính hạt, khối lượng lớp, vận
tốc gió sơ cấp, vận tốc gió tuần hoàn hạt) đối với tốc độ tuần hoàn hạt
(solid circulation rate, SCR) và biểu thức thực nghiệm cho phép xác
định SCR khi biết các thông số vận hành, thông số kích thước hình học
của CFB;
3


- Kết quả nghiên cứu thực nghiệm trao đổi nhiệt trong CFB đã đánh
giá sự ảnh hưởng của các thông số vận hành đối với trao đổi nhiệt từ
lớp tới vách và đã đề xuất biểu thức thực nghiệm xác định hệ số trao
đổi nhiệt khi biết các thông số vận hành, thông số kích thước hình học
của CFB;
- Phương pháp nghiên cứu, kỹ thuật tính toán đã sử dụng và kết quả
thu được cho phép so sánh công nghệ nhiệt điện đốt than đã được phát
triển và áp dụng để nhận dạng và định lượng tiềm năng giảm phát thải
CO2 của công nghệ lớp sôi tuần hoàn so với công nghệ PF hiện đang
được sử dụng ở Việt Nam. Xét theo quan điểm vòng đời, các kết quả
nghiên cứu về việc sử dụng công nghệ lớp sôi tuần hoàn vào sản xuất
điện năng là hoàn toàn khả thi về mặt kinh tế và môi trường.
7. Bố cục luận án
Luận án gồm 183 trang: lời cam đoan (01 trang); lời cảm ơn (01
trang); mục lục (03 trang); danh mục ký hiệu, chữ viết tắt (05 trang);
danh mục bảng, biểu (01 trang); danh mục hình vẽ, sơ đồ (05 trang);
phần mở đầu (04 trang). Nội dung chính của luận án bao gồm 4
chương, 140 trang. Chương 1 (51 trang) trình bày lý thuyết cơ bản về
khí động học, trao đổi nhiệt trong CFB, vòng đời và ứng dụng vòng
đời để so sánh công nghệ. Chương 2 (55 trang) trình bày các kết quả
nghiên cứu thực nghiệm về khí động và trao đổi nhiệt trong CFB trên
mô hình CFB. Chương 3 (29 trang) trình bày lý thuyết về vòng đời, so
sánh công nghệ và ứng dụng vòng đời để so sánh công nghệ nhiệt điện
đốt than theo quan điểm phát thải vòng đời. Các đánh giá và khuyến
nghị trên cơ sở các kết quả nghiên cứu của đề tài được trình bày ở
Chương 4 (05 trang); tài liệu tham khảo (06 trang); danh mục công
trình của tác giả (01 trang); phụ lục (16 trang).
CHƯƠNG 1-TỔNG QUAN VỀ KHÍ ĐỘNG HỌC VÀ TRAO ĐỔI
NHIỆT TRONG LỚP SÔI TUẦN HOÀN
1.1. Tổng quan về khí động học
Nghiên cứu tổng quan về khí động học CFB nhằm xác định các
thông số đặc trưng và ảnh hưởng của các thông số này đến đặc tính khí
động của lớp sôi.
1.1.1. Phân bố giáng áp lớp sôi nhanh
Giáng áp lớp sôi nhanh có thể được tính toán xấp xỉ theo công thức
thực nghiệm của Kafa [60]:
0,6
∆p = 87,69 * ρ p * ( ρ g * u g / g p ) * u g2 * e ( −2,89*H / H )
(1.5)
Trường hợp giáng áp được đo trực tiếp trên ống lên tương ứng với
các khoảng đo (L), độ rỗng ε s lớp sôi tại một điểm được ước lượng từ
gradient, ∆P / L có thể được ước lượng như sau (Chong và cộng sự [35],
1988; Nag và Ali, 1992 [78]):
v

1−εp =

∆P 1
.
L ρp

Do vậy, mật độ lớp hạt được ước lượng như sau:
4

(1.6)


ρ b = (1 − ε p ) ρ p + ε p ρ g , kg/m3

(1.7)
ρ p : khối lượng riêng của hạt (kg/m3); ρ g : khối lượng riêng của khí
(kg/m3);ug : vận tốc khí trên bề mặt (m/s); gp : khối lượng hạt tuần hoàn
(kg/s); Hv: chiều cao theo phương thẳng đứng được đo từ đáy của ghi
(m); H: chiều cao của buồng đốt (m); ∆P / L = Chênh lệch áp suất trên
một đơn vị chiều dài (mmH2O/m).
Nếu không thể xác định được giáng áp thì mật độ lớp hạt có thể
được tính toán bằng biểu thức xấp xỉ sau [60]:
0.6
ρ b = 253,4 * ρ p [( ρ g * u g / g p ) * u g2 * e ( − 2,89*H / H ) ]
(1.8)
1.1.2. Vận tốc sôi tối thiểu
Vận tốc sôi tối thiểu (Umf) là vận tốc mà tại đó các hạt rắn bắt đầu
trạng thái lơ lửng, và được xác định như sau:
V

Đối với các hạt rất nhỏ
Đối với các hạt rất lớn [38]:
[38]:
d (ρ − ρ )g ε φ
d ( ρ − ρ )g
U =
U =
ε φ , Re
> 1000
(1 − ε ) , Re < 20 (1.13)
150µ
(1.14)
1,75 ρ
Các nghiên cứu lý thuyết và thực nghiệm về khí động học lớp sôi
cho thấy tốc độ chuyển động của hạt trong lớp sôi và chế độ sôi phụ
thuộc chủ yếu vào các yếu tố sau đây: i) đường kính hạt rắn; ii) tốc độ
cấp khí / gió; iii)
khối lượng hạt trong lớp; iv) kích thước lớp sôi. Với
ρ ( ρ − ρ ) gd
Ar =
số Archimet
, các biểu thức bán thực nghiệm xác định vận
µ
tốc sôi tối thiểu trong điều kiện vận hành, thí nghiệm đều có dạng:
b
U mf = kd a ( ρ p − ρ g ) ρ cp µ d ς e (1.15) Re mf = U mf d p ρ g = (C1 2 + C 2 Ar ) 0.5 − C1
(1.3)
2
p

p

3
mf

g

2
p

mf

p

2
mf

p .mf

mf

p

g

3
mf

p

p .mf

g

3

g

p

g

p

2

µ

1.1.2.Vận tốc tới hạn
Vận tốc tới hạn (Ut) của hạt là vận tốc mà tại đó hạt bị cuốn theo
dòng khí, tại trạng thái này lực nâng hạt do dòng khí hoàn toàn thắng
thế so với trọng lực của hạt [87]. Tùy thuộc vào điều kiện của dòng
khí-hạt (Re), đối với hạt có dạng cầu, Ut được xác định như sau:
d U ρ
d U ρ
Ar
 Ar 
=
0,4Re <0,4
(1.18)
µ
18
(1.19)
0 , 666

p

t

g

p

d pU t ρ g

 Ar 

t

g

0 ,5

=

500(1.20)
µ
 0,33 
1.2. Các nghiên cứu thực nghiệm về tốc độ tuần hoàn hạt trong
buồng đốt lớp sôi tuần hoàn
Các nghiên cứu khí động học trong buồng đốt lớp sôi (CFBC) được
đặc trưng bởi sự lưu động của dòng hai pha (khí-hạt), ở các chế độ vận
hành của CFBC, thông qua một đại lượng được gọi tốc độ tuần hoàn
hạt (SCR) (là khối lượng hạt lưu chuyển qua một đơn vị diện tích mặt
cắt vuông góc với chiều chuyển động của dòng hạt trong một đơn vị
thời gian, kg/m2s).

5


SCR được tính toán trên cơ sở xác định tốc độ hạt trong CFB. Tùy
thuộc và cấu trúc buồng đốt và chế độ vận hành của CFB, tốc độ trung
bình của hạt có thể được xác định tại các vị trí khác nhau của CFB: i)
tại van L (Kim và cộng sự [97], Chovichien và cộng sự [76]), ii) tại
ống xuống, Seo và cộng sự [75], Lim và cộng sự [58]; Kalita và cộng
sự [88]; và iii) tại ống lên (Tatjana và cộng sự [98]). Phương pháp xác
định tốc độ hạt, do vậy cũng rất khác nhau.
Các nghiên cứu thực nghiệm về phương pháp xác định SCR và ảnh
hưởng của các thông số vận hành đối với SCR: Lương và cộng sự [82]
nghiên cứu ảnh hưởng của gió sơ cấp, khối lượng lớp, kích thước hạt;
Kim và cộng sự [97] nghiên cứu ảnh hưởng của đường kính hạt và tốc
độ gió tuần hoàn hạt qua loop seal; Seo và cộng sự [75] nghiên cứu
ảnh hưởng của gió sơ cấp, tốc độ gió tuần hoàn hạt; Lim và cộng sự
[58] nghiên cứu ảnh hưởng của tốc độ gió tuần hoàn hạt và khối lượng
lớp; Kalita và cộng sự [88] nghiên cứu ảnh hưởng của áp suất vận hành
và khối lượng lớp; Lim và cộng sự [58], Chovichien [76] nghiên cứu
ảnh hưởng của tốc độ gió tuần hoàn hạt tại van L.
Mặc dù các điều kiện thí nghiệm của các tác giả trên là khác nhau,
kết quả cho thấy SCR tăng khi: tăng tốc độ gió sơ cấp; tăng tốc độ gió
tuần hoàn hạt; tăng khối lượng lớp; giảm đường kính hạt.
Tuy nhiên, các nghiên cứu về SCR trong CFB được đề cập ở trên
chỉ nghiên cứu ảnh hưởng của một vài thông số vận hành đơn lẻ đối
với SCR và không nhiều tác giả đề xuất biểu thức xác định SCR theo
các thông số vận hành. Vì vậy, tác giả đề xuất lựa chọn nghiên cứu ảnh
hưởng đồng thời của các thông số vận hành đến SCR trên mô hình
CFB hiện có tại Viện Khoa học và Công nghệ Nhiệt-Lạnh, Đại học
Bách Khoa Hà Nội.
1.3. Tổng quan về truyền nhiệt trong lớp sôi tuần hoàn
1.3.1. Truyền nhiệt từ lớp sôi tới vách
Trao đổi nhiệt từ lớp sôi nhanh đến vách buồng đốt bao gồm các
thành phần sau [87]: i) dẫn nhiệt từ các cụm hạt; ii).Đối lưu từ pha
phân tán; và iii).Bức xạ từ cả hai pha này. Tùy thuộc vào mô hình lý
thuyết về truyền nhiệt từ lớp tới vách (mô hình hạt đơn; mô hình tái tạo
cụm hạt; mô hình màng liên tục) được áp dụng trong quá trình nghiên
cứu mà các thành phần của quá trình trao đổi từ lớp tới vách nêu trên
được xác định bằng các cách khác nhau. Tuy nhiên, các nghiên cứu
hiện nay chủ yếu sử dụng mô hình tái tạo cụm hạt để nghiên cứu. Dưới
đây là chi tiết mô hình tái tạo cụm hạt:
Nếu f là phần diện tích trung bình của vách bị che phủ bởi các cụm
hạt thì hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách trung bình theo thời gian K
có thể được viết như là tổng của hệ số truyền nhiệt đối lưu K c và hệ số
truyền nhiệt bức xạ Kr [87].
K = K c + K r = f ( K ccp + K rcp ) + (1 − f )( K cd + K rd ) (1.33)
Trong đó, Kccp và Kcd tương ứng là hệ số truyền nhiệt đối lưu do
cụm hạt và do pha phân tán. Hệ số K rcp và Krd tương ứng diễn tả hệ số
6


truyền nhiệt bức xạ do cụm hạt và do pha phân tán. Hệ số trao đổi
nhiệt đối lưu Kc bao gồm đối lưu của pha phân tán (Kcd) với các hệ số
hiệu chuẩn sự tham gia của hạt, nhiệt độ giữa vách và môi trường,
chiều dài buồng đốt tương ứng Cpp, Ct, Cl và cụm hạt (Kdcp) [87]:
λ
K c = fK ccp + (1 − f ) K cd (1.34)
K = 0,023C C C
Re Pr (1.35)
D
Với dẫn nhiệt bởi cụm hạt (Kdcp ), dẫn nhiệt qua lớp khí (Kw), chiều
dày khe khí ( δ ), các thành phần này được xác định như sau:
g

cd

 4λcp ( ρc ) cp 
K dcp = 

 πt cp


0, 5

Kw =

λg

pp

l

0 ,8

0, 4

t

δ = 0,0282(1 − ε av )

−0 , 59

δd p (1.39)
(1.40)
(1.38)
Do vậy, hệ số truyền nhiệt đối lưu của cụm hạt được xác định như
sau:
−1
 1
1 
K ccp = 
+

 K dcp K w 

=

1



πt cp


 4λcp ( ρC ) cp 

0,5

+

δd p
λg

(1.41)

Trao đổi nhiệt bức xạ từ lớp sôi nhanh bao gồm hai thành phần:
phần vách buồng đốt tiếp xúc với các cụm hạt sẽ nhận được bức xạ
nhiệt trực tiếp từ các cụm hạt này, phần vách còn lại nhận nhiệt bức xạ
từ pha loãng:
K r = fK rcp + (1 − f ) K rd
(1.42)
Trao đổi nhiệt bức xạ từ pha phân tán (Krd)
Bức xạ giữa pha loãng và Bức xạ của cụm hạt [87]:
vách được xác định như
sau[87]
4
4
4
4
K rd =

σ (Tb − Tw )
 1

1
 +
− 1( Tb − Tw ) (1.43)
 ed e w


K rcp =

σ (Tb − Tw )
 1

1

+
− 1( Tb − Tw ) (1.65)
e

e
w
 cp


Trong đó, ew và ed là độ đen tương ứng của vách và pha loãng tại Tw
và Tb[87], ed được xác định theo biểu thức (1.47).
 e
ecp = 0,5(1 + e p ) (1.49)


e
 e

e =
( 1 − e ) B  (1 − e ) B + 2 − (1 − e ) B
(1.47)
Trong đó Tb là nhiệt độ lớp cụm hạt, và ecp và ew tương ứng là độ
đen của cụm hạt và vách. σ là hằng số Stefan boltzmann (5,67 x 10-11
kW/m2K4), ecp được xác định theo biểu thức (1.49):
1.4. Các nghiên cứu thực nghiệm trao đổi nhiệt từ lớp tới vách
trong buồng đốt lớp sôi tuần hoàn
0 ,5

p

p

p

d

p

p

p

7


Gupta, Nag [24] nghiên cứu ảnh hưởng của áp suất và gió sơ cấp
đến truyền nhiệt từ lớp tới vách trong một ống lên CFB có áp. Kết quả
thí nghiệm của Gupta, Nag [24] cho thấy, hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới
vách tăng cùng với áp suất vận hành và tốc độ gió sơ cấp. Hệ số truyền
nhiệt từ lớp tới vách tăng cùng với mật độ lớp hạt và nhiệt độ lớp sôi.
Kalita và cộng sự [88] đã nghiên cứu ảnh hưởng của kích thước hạt,
khối lượng lớp và áp suất vận hành đối với trao đổi nhiệt từ lớp tới
vách trong một CFB. Kết quả thí nghiệm của Kalita và cộng sự [88]
cho thấy, hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách tăng cùng với áp suất vận
hành và tốc độ gió sơ cấp.
Pagliuso và cộng sự [59] đã phân tích kết quả thực nghiệm đối với
hệ số trao đổi nhiệt cục bộ từ lớp tới vách, bỏ qua thành phần bức xạ.
Kết quả thực nghiệm cho thấy mật độ lớp hạt giảm dọc theo chiều cao
buồng đốt, nhưng lại tăng ở tại đỉnh do ảnh hưởng của quán tính của
bộ phân ly hạt tại đầu ra. Hệ số trao đổi nhiệt từ lớp đến vách tăng
cùng với mật độ lớp hạt, các hạt nhỏ hơn có mật độ lớp hạt cao hơn và
ảnh hưởng lớn hơn đến hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách.
Afsin Gungor [22] đã đã sử dụng mô hình tái tạo cụm hạt được sửa
đổi để nghiên cứu các ảnh hưởng của các thông số vận hành (đường
kính hạt, tỷ phần cụm hạt, mật độ lớp hạt, tốc độ gió sơ cấp, tốc độ
tuần hàn hạt) đối với trao đổi nhiệt từ lớp tới vách trong CFB. Kết quả
thí nghiệm của Afsin Gungor [22] cho thấy hệ số trao đổi nhiệt từ lớp
tới vách tăng cùng với mật độ hạt.
Koksal và cộng sự [74] đã nghiên cứu thực nghiệm trao đổi nhiệt từ
lớp tới vách trong buồng đốt CFB có gió thứ cấp. Kết quả thực nghiệm
cho thấy hệ số truyền nhiệt từ lớp tới vách tăng cùng với SCR.
Nirmal và cộng sự [46] đã thực hiện nghiên cứu với truyền nhiệt từ
lớp tới vách với mô hình tái tạo cụm hạt. Kết quả thí nghiệm cho thấy
hệ số dẫn nhiệt của lớp đến vách tăng cùng với nhiệt độ lớp sôi.
CHƯƠNG 2-NGHIÊN CỨU THỰC NGHIỆM KHÍ ĐỘNG HỌC
VÀ TRAO ĐỔI NHIỆT TRONG LỚP SÔI TUẦN HOÀN
2.1. Nghiên cứu thực nghiệm khí động học lớp sôi tuần hoàn
2.1.1. Mô hình xác định tốc độ tuần hoàn hạt trong buồng đốt lớp
sôi tuần hoàn
Mô hình nghiên cứu bán thực nghiệm nhằm xác định tốc độ tuần
hoàn (SCR) trong một buồng đốt CFB ở điều kiện nhiệt độ môi trường
(trạng thái lạnh) đã được đề xuất và gồm 6 bước sau:
- Bước 1: Xác định các thông số vận hành của buồng đốt CFB;
- Bước 2: Tính các giá trị Umf, Ut , ε s , ρ s , ∆p ;
- Bước 3: Nghiên cứu và xác định bằng thực nghiệm quan hệ đơn trị
giữa SCR với từng thông số vận hành chính của buồng đốt CFB;
- Bước 4: Thiết lập quan hệ giữa SCR với các thông số vận hành
chính của buồng đốt CFB theo phương pháp hồi quy thực nghiệm;
8


- Bước 5: So sánh các kết quả đo (bước 3) với kết quả tính (bước 4)
của SCR;
- Bước 6: Hiệu chỉnh sai lệch để xác lập biểu thức bán thực nghiệm
cho phép tính SCR theo các thông số vận hành chính của buồng đốt
CFB.
2.1.2. Các thông số vận hành mô hình
Nguyên liệu lớp được sử dụng để thí nghiệm là cát thạch anh có
đường kính hạt trung bình 200, 300 và 400 µm ; khối lượng lớp (W):
20kg, 25kg, 30kg; tốc độ gió sơ cấp (U 0): 5,16 m/s, 5,46 m/s, 6,07 m/s,
6,67 m/s; tốc độ gió tuần hoàn hạt (U r): 0,42 m/s, 0,44m/s, 0,46 m/s.
đường kính hạt (dp): 200, 300 và 400 µm . Các thí nghiệm khí động
học lần lượt được thực hiện với sự thay đổi của từng thông số vận hành
và giữ không đổi các thông số còn lại.
2.1.3. Kết quả thí nghiệm
a. Phân bố áp suất dọc theo chiều cao ống lên

Hình 2.17 Phân bố áp suất dọc
Hình 2.19 Ảnh hưởng của vận
theo chiều cao ống
tốcgió sơ cấp đối với Gp so với
lên (Ur=0,46 m/s,
kết quả của tác giả khác.
W=30kg, dp=400 µm
)
Hình 2.17 thể hiện phân bố áp suất của lớp hạt giảm dần theo chiều
cao của ống lên. Khi thay đổi vận tốc gió sơ cấp thì phân bố
áp suất có xu hướng giảm mạnh ở phần gần ghi phân phối
gió, điều này là do khi tăng vận tốc gió sơ cấp, một lượng hạt
nhiều hơn được sẽ được chuyển lên phía trên của ống lên, dẫn
đến sự giảm áp suất ở phần gần ghi và tăng dọc theo chiều
cao ống lên. Tại điểm đo có cao độ từ 1,25 m đến 4,2m, giáng
áp có xu hướng tăng nhẹ sau khi giảm, điều này là do sự tích
tụ, tuần hoàn nội bộ của các cụm hạt dọc theo vách của ống
lên. Các kết quả nghiên cứu tương tự với các thông số vận
hành khác được trình bày trong các hình từ PL.1 đến PL.17.
b. Ảnh hưởng của vân tốc gió sơ cấp đến tốc độ tuần hoàn hạt
Hình 2.19 cho thấy, khi tăng vận tốc gió sơ cấp và giữ nguyên các
thông số vận hành khác, SCR sẽ tăng. Thực tế, khi tăng vận tốc gió sơ
cấp sẽ dẫn đến tăng khối lượng hạt được vận chuyển bằng dòng khí từ
9


phần phía dưới đến lên phần phía trên của ống lên, điều này làm tăng
lượng hạt được thu hồi bởi Cyclone và được đưa trở lại ống lên. SCR
do vậy đạt được giá trị cao hơn và CFB vận hành ổn định ở một chế độ
mới. Cũng từ hình 2.19, ta thấy khi tăng vận tốc gió tuần hoàn hạt U r,
SCR cũng tăng trong khoảng thí nghiệm. Các kết quả nghiên cứu
tương tự với các thông số vận hành khác được thể hiện ở trong các
hình từ PL.18 đến PL.21. Trên hình 2.19, nghiên cứu của Seo và cộng
sự [75] cũng thể hiện cho thấy xu hướng tăng của SCR khi tăng vận
tốc gió sơ cấp.
c. Ảnh hưởng của vận tốc gió tuần hoàn hạt đối với tốc độ tuần
hoàn hạt

Hình 2.21 Ảnh hưởng của vận
Hình 2.22 Ảnh hưởng của khối
tốc gió tuần hoàn
lượng lớp đến Gp với
hạt đến tốc độ
các giá trị khác nhau
tuần hoàn hạt so
của gió sơ cấp
với kết quả của
(Ur=0,46 m/s,
tác giả khác.
dp=200 µm )
Ở một vận tốc gió sơ cấp không đổi (U 0), SCR tăng nhẹ khi tăng
vận tốc gió tuần hoàn hạt tại van L. Sự tăng này là do, khi
tăng vận tốc độ gió tuần hoàn hạt thì có nhiều hạt hơn được
đưa về ống lên. Các kết quả tương tự khi thí nghiệm với
đường kính hạt 200 µm , 400 µm và với khối lượng lớp là
20kg và 25kg, như được thể hiện trong các hình từ PL.22 đến
PL.26. Kết quả nghiên cứu cũng được so sánh với với các kết
quả nghiên cứu trước đó của Kim và cộng sự [79] cho thấy xu
hướng ảnh hưởng của vận tốc gió tuần hoàn hạt là giống nhau
như được thể hiện trên hình 2.21.
d. Ảnh hưởng của khối lượng lớp đến tốc độ tuần hoàn hạt
Hình 2.22 được xây dựng tại chế độ thí nghiệm với hạt có đường
kính dp=200 µm , tốc độ gió tuần hoàn hạt Ur=0,46 m/s cho các tốc độ
gió sơ cấp khác nhau khi thay đổi khối lượng lớp từ 20 ÷ 30 kg.
SCR tăng khi tăng khối lượng lớp hạt từ 20, 25 và 30kg. Khi tổng
khối lượng lớp tăng, thì nồng độ hạt trong cả hai pha loãng (phần trên
của ống lên) và đậm đặc (phần dưới ống lên) đều tăng, điều này dẫn
đến sự tăng khối lượng hạt trong ống xuống. Các kết quả nghiên cứu
10


tương tự với các thông số vận hành khác được thể hiện ở trong các
hình từ PL.27 đến PL.31.
e. Ảnh hưởng của đường kính hạt đến tốc độ tuần hoàn hạt

Hình 2.24 Ảnh hưởng của kích
Hình 2.25: So sánh giá trị tính
thước hạt đối với
toán và thực nghiệm
Gp so với kết quả
của Gp
của tác giả khác
Từ hình 2.24 ta thấy, tại một vận tốc gió sơ cấp không đổi, SCR hạt
giảm khi tăng đường kính hạt trong khi các thông số khác
được giữ không đổi. Khi tăng vận tốc gió sơ cấp, thì ảnh
hưởng của đường kính hạt đến SCR trở lên rõ rệt hơn. Các kết
quả nghiên cứu tương tự với các thông số vận hành khác được
thể hiện ở trong các hình từ PL.32 đến PL.36. Kết quả nghiên
cứu cũng được so sánh với kết quả nghiên cứu của Kim và
cộng sự [97] cho thấy, xu hướng ảnh hưởng của đường kính
hạt đối với SCR là giống nhau.
f. Xây dựng công thức thực nghiệm xác định tốc độ tuần hoàn hạt
trong CFB
Với 72 kết quả thí nghiệm được ghi lại trong bảng PL.2 và sử dụng
phương pháp hồi qui, xác định được quan hệ toán học của SCR với các
thông số vận hành như sau:
Gp
U mf ρ p

 W 
U 
U 

= −0,227 + 0,049 0  − 0,299 r  + 1,325
 AHρ 
U
U
p 
 t
 0


(2.19)

Các kết quả đo và tính toán được đưa ra trong bảng PL.2 và hình
2.25. Với phép hồi qui lần thứ nhất cho giá trị R 2 nằm trong khoảng
0,97 và sai số tiêu chuẩn là 0,02.
Hình 2.25 thể hiện so sánh giá trị tính toán và giá trị thực nghiệm
của SCR. Kết quả cho thấy, các kết quả thực nghiệm tiệm cận hơn với
các giá trị tính toán
trong vùng có giá trị tốc độ tuần hoàn thấp (G p =
3,59÷12,64 kg/m2.s) và cao (Gp = 16,8÷42,67 kg/m2.s).
g. So sánh các kết quả nghiên cứu thực nghiệm xác định tốc tuần
hoàn hạt trong CFB
So sánh biểu thức thực nghiệm (2.19) của tác giả với kết quả nghiên
cứu thực nghiệm của Lim và cộng sự [58] và Tatjana và cộng sự [98]
11


được thể hiện trong hình 2.26 dựa trên các cơ sở cùng điều kiện lưu
động và được đặc trưng bởi tiêu chuẩn Archimedes (Ar), hay còn được
gọi là tiêu chuẩn Grashof (Gr). Tiêu chuẩn này được xác định như sau:
Ar =

ρ f ( ρ p − ρ f ) gd 3p

(2.20)
Đặc tính hạt rắn (đường kính hạt, khối lượng riêng của hạt) và đặc
tính môi chất tạo sôi (vận tốc cấp gió hoặc cấp nước, nhiệt độ và độ
nhớt động lực học của nước và không khí) được sử dụng trong 3
nghiên cứu [97] [98] và của tác giả là khác nhau, nhưng điều kiện lưu
động của hạt trong cả 3 nghiên cứu thực nghiệm này lại khá tương
đồng, thông qua giá trị tính được của tiêu chuẩn Ar đối với từng nghiên
cứu. Cụ thể, với nghiên cứu [58], Ar dao động từ 0,30-2,81; trong
nghiên cứu [98], Ar từ 2,62-23,55 và trong nghiên cứu của tác giả, Ar
dao động từ 6,92-55,39.
Từ hình 2.26 ta thấy, kết quả tính toán SCR theo biểu thức (1.27)
của Tatjana và cộng sự [98] khá phù hợp với kết quả thí nghiệm trong
dải kích thước hạt 200 µm và 300 µm ở điều kiện khối lượng lớp (W)
là 25kg và 30 kg, và tốc độ cấp gió tại ống lên (U0) và tốc độ gió đẩy
hạt từ ống xuống về ống lên (Ur) được giữ nguyên như điều kiện thí
nghiệm của tác giả. Với khối lượng lớp là 20kg, kết quả tính toán SCR
theo biểu thức (1.27) tương đối phù hợp với kết quả thí nghiệm của tác
giả tương ứng với hạt có đường kính 200 µm tại các điều kiện
U0=5,16-6,67 m/s, Ur = 0,42-0,46 m/s. Tuy nhiên, có sự sai lệch lớn
giữa kết quả tính theo (1.27) và kết quả thí nghiệm của tác giả khi tăng
kích thước hạt, tốc độ cấp gió (Uo, Ur) và khối lượng lớp sôi W.
Cũng từ hình 2.26 ta thấy, các kết quả tính toán SCR theo biểu thức
(1.25) của Lim và cộng sự [58] có sai lệch tương đối lớn so với các kết
quả thí nghiệm của tác giả. Sự sai lệch này là do Lim và cộng sự [58]
đã sử dụng hạt có kích thước nhỏ (65, 70 và 140 µm ) và tốc độ cấp gió
thấp (U0 =2,1 m/s; Ur= 0-35 mm/s).
µ2

Hình 2.26. So sánh kết quả tính Gp từ các biểu thức (1.25) (1.27) và
(2.19) với kết quả thí nghiệm
Từ các nghiên cứu thực nghiệm cho thấy, SCR của CFB phụ thuộc
vào đặc tính hạt, điều kiện cấp gió và thông số mô hình của lớp sôi.
Với điều kiện thí nghiệm là khá tương đồng (thông qua tiêu chuẩn
Archimedes), đối với CFB có kích thước hạt nhỏ và tốc độ cấp gió
thấp, việc sử dụng một trong các biểu thức (1.25) (1.27) và (2.19) đều
cho kết quả tính khá phù hợp với kết quả thí nghiệm. Tuy nhiên, ở chế
12


độ vận hành CFB có kích thước hạt lớn và tốc độ cấp gió cao, ảnh
hưởng của thông số mô hình lớp sôi (khối lượng lớp sôi, chiều cao và
diện tích mặt cắt ngang lớp sôi) đến SCR cần phải được xem xét. Ở
những điều kiện vận hành như vậy, việc áp dụng biểu thức (2.19) để
xác định SCR đã cho các kết quả tính khá phù hợp với kết qủa thí
nghiệm. Biểu thức (2.19) do vậy cho phép các kỹ sư thiết kế buồng đốt
CFB có thể xác định khá chính xác SCR với đặc tính nhiên liệu, chế độ
cấp gió và kích thước buồng đốt đã được xác định.
2.2. Nghiên cứu thực nghiệm truyền nhiệt trong lớp sôi tuần hoàn
2.2.1. Thông số vận hành mô hình
Các thông số vận hành cho chế độ thí nghiệm trao đổi nhiệt cơ bản
giữa nguyên như chế độ thí nghiệm khí động học như được thể hiện tại
mục 2.1.2. Tốc độ gió tuần hoàn hạt luôn giữ không đổi là 0,46 m/s khi
thay đổi các thông số vận hành còn lại. Tuy nhiên, khối lượng lớp chỉ
thay đổi 2 giá trị: 20-25kg, tốc độ gió sơ cấp thay đổi với 3 giá trị:
5,16-5,46-6,07 m/s.
2.2.2. Kết quả thí nghiệm và các đánh giá
a. Phân bố khối lượng riêng lớp hạt dọc theo chiều cao ống lên
Từ hình 2.29 cho ta thấy, tại một giá trị U0=5,16 m/s, khối lượng
riêng lớp hạt giảm dần dọc theo chiều cao ống lên: từ 2400 kg/m3 đến
79 kg/m3 đối với cao độ từ 0,35m đến 1,25m so với mặt ghi phân
phối, từ 93 kg/m3 đến 31 kg/m3 đối với cao độ từ 1,25m đến 7,0m so
với mặt ghi phân phối. Khối lượng riêng lớp hạt ở vùng cao tăng và
giảm ở vùng thấp khi tăng tốc độ gió sơ cấp. Điều này được giải thích
là do khi tăng vận tốc gió sơ cấp thì có nhiều hạt hơn được lưu chuyển
lên vùng cao và do vậy nó làm tăng mật độ lớp hạt ở vùng này, ngược
lại sẽ làm giảm ở vùng thấp

Hình 2.29 Phân bố khối lượng
riêng lớp hạt dọc theo chiều cao
ống lên(Ur=0,46 m/s, W=30kg,
dp=200 µm )

Hình 2.30 Hệ số trao đổi nhiệt
cục bộ từ lớp tới vách dọc
theo chiều cao ống lên ở chế
độ thí nghiệm Ur=0,46 m/s,
U0=5,46 m/s, W=30kg

c. Sự thay đổi của hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách dọc theo
chiều cao ống lên
Từ hình 2.30 cho thấy, khi đường kính hạt (dp) không đổi, hệ số trao
đổi nhiệt giảm dọc theo chiều cao ống lên là do tại một vận tốc gió sơ cấp
13


không đổi, thì khối lượng riêng lớp hạt cũng giảm dần dọc theo chiều cao
ống lên, tỷ phần hạt trong cụm hạt cũng giảm, dẫn đến các hệ số truyền
nhiệt đối lưu của hạt, cụm hạt giảm. Ở pha loãng (phần phía trên của ống
lên) do nhiệt độ lớp hạt thấp, chiều dày khe khí giữa lớp hạt và vách ông
lên tăng, điều này làm tăng nhiệt trở từ lớp hạt đến vách. Trong điều kiện
thí nghiệm hiện tại, do nhiệt độ thấp, ảnh hưởng của bức xạ nhiệt do vậy
không rõ rệt. Do vậy hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách giảm theo chiều
cao ống lên. Tuy nhiên, hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách tại điểm đo
5,5m có giá trị thấp nhất là do nhiệt độ của các hạt và cụm hạt nóng giảm
xuống sau khi truyền nhiệt cho vách ở bên trên và vẫn tiếp tục rơi xuống
dọc theo vách tạo nên một lớp biên nhiệt ngăn cản truyền nhiệt từ lớp tới
vách. Kết quả nghiên cứu cũng cho thấy sự tương đồng với kết quả
nghiên cứu của một số tác giả sau: Afsin Gungor [22], Fuchi và cộng sự
[56] như được thể hiện trong hình 2.30.
d. Ảnh hưởng của vận tốc gió sơ cấp đối với hệ số trao đổi nhiệt từ
lớp tới vách
Hình 2.32 cho thấy, trong điều kiện giữ không đổi tổng khối lượng
lớp hạt, tốc độ gió tuần hoàn hạt, đồng thời tăng vận tốc gió sơ cấp từ
5,16 đến 6,07 m/s thì hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách tại các điểm
đo cũng tăng. Điều này là do khi tăng vận tốc gió, thì có nhiều hạt hơn
được vận chuyển lên phía trên của ống lên, làm tăng nồng độ hạt và
mật độ lớp hạt. Các kết quả nghiên cứu của Gupta [24], P.K. Nag và
Kalita [88] và M.Koksal [74] cũng cho kết quả tương tự, như được thể
hiện trong hình 2.30
e. Ảnh hưởng của khối lượng riêng lớp hạt đối với hệ số trao đổi
nhiệt từ lớp tới vách

Hình 2.32. So sánh ảnh
Hình 2.33 Ảnh hưởng của khối
hưởng của vận tốc
lượng riêng lớp hạt đến
gió sơ cấp đối với
hệ số trao đổi nhiệt lớphệ số trao đổi
vách (W=30kg,
nhiệt từ lớp tới
Ur=0,46 m/s, dp=0,
vách với các tác
200, 300 và 400 µm )
giả khác
Từ hình 2.33 cho ta thấy, ở cùng một đường kính hạt, hệ số trao đổi
nhiệt từ lớp tới vách tăng cùng với khối lượng riêng lớp hạt. Điều này
14


là do bởi các nguyên nhân sau: Một khối lượng riêng lớp hạt cao dẫn
đến lớp hạt tại vách dày hơn và có nồng độ hạt cao hơn. Bởi vậy khi
khối lượng riêng lớp hạt tăng thì nồng độ cụm hạt gần vách cao hơn, tỷ
phần hạt trong cụm cũng cao hơn dẫn đến các giá trị hệ số truyền nhiệt
của cụm cao hơn [46]. Mặt khác, do bởi khối lượng riêng lớp hạt cao,
nên chiều dày khe khí giảm do bởi nồng độ hạt, cụm hạt cao gần vách
và tỷ phần của hạt cao hơn trong cụm dẫn đến làm giảm trở lực khe khí
[46]. Kêt quả trên cũng hoàn toàn phù hợp với kết quả thí nghiệm
không có hạt tại bảng PL.7, hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách giảm
mạnh xuống còn từ 8,9-7,2 W/m2.K khi tốc độ gió sơ cấp giảm từ từ
6,07-5,16 m/s như được thể hiện tại hình PL.62. Kết quả của nghiên
cứu cũng có xu hướng tương tự với kết quả nghiên cứu của các tác giả
Pagliuso và cộng sự [59], Afsin Gungor (2009) [22], Gupta [24] như
được thể hiện trên hình 2.33.
f. Ảnh hưởng của nhiệt độ lớp sôi đối với hệ số trao đổi nhiệt từ
lớp tới vách
Hình 2.34 cho thấy hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách tăng cùng với
nhiệt độ lớp sôi. Trường hợp thí nghiệm có hạt với đường
kính hạt 200, 300, 400 µm , nhiệt độ lớp sôi dọc theo chiều
cao ống lên thay đổi từ 740C -940C và hệ số trao đổi nhiệt từ
lớp tới vách thay đổi từ 51,52 đến 173,71 W/m2.K. Mặc dù
nhiệt độ lớp sôi ở chế độ thí nghiệm không có hạt cao hơn so
với chế độ có hạt (920C -940C) nhưng lại có hệ số trao đổi
nhiệt thấp hơn nhiều so với chế độ thí nghiệm có hạt (từ 7,2
đến 8,9 W/m2.K). Điều này thể hiện rõ ảnh hưởng của khối
lượng riêng lớp hạt đối với hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách
và đã được giải thích tại điểm e.

Hình 2.34 Ảnh hưởng của nhiệt
độ lớp sôi đến hệ số trao đổi
nhiệt lớp-vách

Hình 2.35 Ảnh hưởng của tốc độ
tuần hoàn hạt đến hệ
số trao đổi nhiệt từ
lớp tới vách
g. Ảnh hưởng của đường kính hạt đối với hệ số trao đổi nhiệt từ
lớp tới vách
Từ hình 2.35 cho thấy, đường kính hạt là thông số quan trọng trong
trao đổi nhiệt của CFB. Với các hạt có đường kính nhỏ hơn cho hệ số
trao đổi nhiệt lớp-vách lớn hơn ở cùng một khối lượng riêng lớp hạt.
15


Điều này xuất hiện là do thực tế cùng một khối lượng riêng lớp hạt thì
các hạt nhỏ hơn sẽ có trở lực tiếp xúc nhỏ hơn đối với truyền nhiệt từ
vách tới cụm hạt [26]. Ảnh hưởng của đường kính hạt đối với hệ số
trao đổi nhiệt là đáng kể, đối với các hạt nhỏ hơn và mật độ lớp hạt lớn
hơn. Dòng nhiệt dẫn nhiệt tại vách tăng lên cùng với sự giảm của
đường kính hạt, trong khi dòng bức xạ giảm. Đường kính hạt ảnh
hưởng đến quá trình truyền nhiệt theo các cách sau:
• Thông qua ảnh hưởng của nó đối với chiều dày khe khí. Các hạt
nhỏ hơn, thì khe khí mỏng hơn và do đó trở lực dẫn nhiệt khe khí thấp
hơn.
• Thông qua ảnh hưởng đối với đối lưu nhiệt giữa khí và hạt. Bởi vì
các hạt mịn hơn, có diện tích bề mặt tổng cộng lớn hơn (cùng một độ
rỗng), nên nhiều nhiệt hơn được đối lưu từ các hạt mịn tới khí và do
đó tăng dẫn nhiệt từ khí tới vách.
Kết quả nghiên cứu cũng có xu hướng tương tự với kết quả của các
tác giả: Afsin Gungor [22], Gupta [24], Nag và Kalita [88], Pagliuso và
cộng sự [59] như được thể hiện trên hình 2.33.
h. Ảnh hưởng tốc độ tuần hoàn hạt đối với hệ số trao đổi nhiệt từ
lớp tới vách
Hình 2.35 cho thấy hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách tăng cùng với
SCR. Điều này là do khi tăng SCR, thì tốc độ lưu chuyển của hạt trong
ống lên tăng do bởi sự tăng lên của vận tốc gió sơ cấp, dẫn đến có
nhiều hạt hơn được vận chuyển lên phía trên đỉnh ống lên và do vậy
làm cho mật độ hạt tăng lên. Sự gia tăng của khối lượng riêng lớp hạt
khi tăng SCR làm tăng trao đổi nhiệt đối lưu hạt, do vậy làm tăng hệ số
trao đổi nhiệt từ lớp tới vách. So sánh kết quả nghiên cứu trên với kết
quả của các tác giả Pagliuso và cộng sự [59], M. Koksal và cộng sự
[74] cho thấy ảnh hưởng của tốc độ tuần hoàn là cùng chiều với hệ số
trao đổi nhiệt lớp-vách.
i. Xây dựng các biểu thức thực nghiệm

Hình 2.36 So sánh kết quả tính
và số liệu thực
nghiệm của Nu trung
bình cho toàn bộ
chiều cao ống lên

Hình 2.37. So sánh kết quả
tính và số liệu
thực nghiệm của
Nu trung bình ở
phần dưới của ống
lên
- Quan hệ của Nulselt với các thông số vận hành.
16


Một quan hệ toán học của số Nuselt trung bình (Nu TB) với các thông
số vận hành (kích thước hạt, khối lượng lớp, vận tốc gió sơ cấp) đã
được xác định như là giá trị trung bình của số Nusselt cục bộ (Nu cb),
được ước lượng tại 5 vị trí (1m, 2m, 4,3m, 5,5m và 6,95m bên trên mặt
ghi phân phối) trong dải làm việc của thực nghiệm và được mô tả như
sau:
 W 
U 
U 
(2.28)

NuTB = 1,521 − 0,032 0  − 14,995 r  + 4,375
 Ut 

 U0 

 AHρ 
p 


Các kết quả của quan hệ và các quan sát thực nghiệm được mô tả ở
hình 2.36. Kết quả tính toán có sai lệch chuẩn là 0,023 và R-squared là
98,88%.
- Quan hệ của Nusselt với đường kính hạt và khối lượng riêng lớp
hạt.
0, 557
(2.30)
( d / D ) 0,813
Nu cb = 990,32( ρ b / ρ p )
Các kết quả của quan hệ và các quan sát thực nghiệm được mô tả ở
hình 2.37. Kết quả tính toán có sai lệch chuẩn là 0,16 và R-squared là
0,72.
CHƯƠNG 3-NGHIÊN CỨU VÒNG ĐỜI CÔNG NGHỆ LỚP
SÔI TUẦN HOÀN ĐỂ SẢN XUẤT ĐIỆN
3.1. Khái niệm về vòng đời
Vòng đời là khái niệm mô tả sự tồn tại của một sản phẩm và trải qua
4 giai đoạn chính: i) thu thập nguyên liệu, ii) sản xuất, iii) sử dụng/tái
sử dụng và iv) bảo dưỡng, tái sinh và quản lý chất thải.
Trong nghiên cứu này, sản phẩm được lựa chọn là kWhe. Vòng đời
của sản phẩm gồm 3 khâu: i) Khai thác than, ii) Vận chuyển than, và
iii) Đốt than trong nhà máy điện. Chỉ có phát thải CO 2, được xem xét
trong nghiên cứu này.
3.2. Các bước thực hiện đánh giá vòng đời
Các bước thực hiện đánh giá vòng đời bao gồm kiểm kê nguồn đầu
vào/ra, phân tích tác động môi trường, phân tích và đề xuất các cơ hội
cải thiện để tăng hiệu suất sử dụng năng lượng và giảm ô nhiễm môi
trường. Trong nghiên cứu này, các thông kê về sử dụng năng lượng và
phát thải CO2 sẽ được thực hiện tại 3 khâu nêu trên của sản phẩm là
điện năng.
3.3.
Các phương pháp so sánh công nghệ năng lượng
Hiện nay, có 3 phương pháp so sánh chính được sử dụng: So sánh
dựa trên một bộ các hiển thị/chỉ số; So sánh dựa trên phương pháp tiếp
cận hệ thống; So sánh dựa trên các phương pháp tư vấn. Trong nghiên
cứu này, phương pháp so sánh dựa trên một bộ các chỉ số hiển thị được
lựa chọn để so sánh công nghệ.
3.4.
Phương pháp tính các chỉ số so sánh
3.4.1.Tính toán chi phí sản xuất điện
Chi phí sản xuất điện năng [40, 79]:
17


SEC = SCI + SCOM + SCF - THK ($/kWh)
(3.1)
SCI
=
(CC
x
CRF)/P
,
$/kWh
SCI là suất chi phí đầu tư:
(3.2)
net
Ở đây: CC: suất đầu tư ($/kWh); CRF: công suất lắp đặt của nhà
máy; tổng lượng điện phát lên lưới trong năm, kWh/năm:
Pnet = CRF *t *η ; t: số giờ vận hành trong năm của nhà máy; η : Hệ
số công suất phát của nhà máy (lấy bằng 1).
Chi phí bảo dưỡng và vận hành hàng năm: SCOM = 3 - 4% SCI, $/kWh (3.3)
Chi phí nhiên liệu: SCF = (GthanWthan + G dau Wdau ) / Pnet , $/kWh (3.4)
Các thu nhập khác từ dự án (THK) được giả thiết là bằng không,
$/kWh).
Việc triển khai các dự án phát triển nhà máy điện thường được đánh
giá trên quan điểm thời gian hoàn vốn và lợi nhuận thu được trong toàn
bộ vòng đời của nhà máy, và được đặc trưng bởi giá trị hiện tại thực
(NPV), giá trị được tính như
sau [50,
101]:
A
A
A
S
NPV = −I 0 +

1
2
n
+
+... +
+
(1 +i )
(1 +i ) 2
(1 +i ) n
(1 +i ) n
n
Aj
S
= −I o +∑
+
(
1
+
i)n
(1 +i ) n
j −1

(3.5)

Giá trị còn lại của dự án được xác định như sau:

S = n cl * I 0 / n

(3.6)
Trong đó: Aj : dòng tiền thực trong năm thứ j của thời gian dự án
(USD/năm), n: thời gian dự án (năm), ncl: thời gian phục vụ còn lại
của nhà máy (năm), I0: giá trị đầu tư ban đầu (USD), i: tỷ lệ chiết khấu
(%), S: giá trị còn lại của thiết bị sau thời gian thực hiện dự án (USD).
3.4.2.Tính toán chi phí biên giảm phát thải khí nhà kính
Tiềm năng giảm phát thải các khí nhà kính từ việc ứng dụng các
công nghệ năng lượng được nhận dạng trên cơ sở xác định chi phí biên
giảm phát thải khí nhà kính (AC) và được tính như sau [50]:
AC = ( C CFBC − C PF ) / ( EFLCPF − EFLCCFBC ) , USD/kg GHG (3.7)
- C CFBC and C PF : Tương ứng với chi phí năng lượng của nhà máy
đốt CFB và đốt than phun (USD/kWh)
- EFLCPF and EFLCCFBC : Lần lượt là hệ số phát thải vòng đời của
nhà máy đốt than phun và đốt CFB ( kg GHG / kWh) và được tính như
sau:
Đối với mỗi nhà máy sản xuất điện, hệ số phát thải CO 2 cho toàn bộ
vòng đời ( EFLC ) được xác định như sau:
EFLC = EFmin ing + EFtransport + EFcombustion , (kgCO2/kWh)
(3.8)
EFmin ing , EFtransport , and EFcombustion tương ứng với hệ số phát thải
khâu khai thác, vận chuyển và sử dụng (kgCO2/kWh).
18


3.4.3. Hệ số phát thải CO2 của các khâu trong quá trình sản xuất
điện năng
3.4.3.1. Tính toán hệ số phát thải vòng đời CO2
EFLC = EFmin ing + EFtransport + EFcombustion
, kgCO2/kWh
(3.9)
EFmin ing EFtransport
,
, và EFcombustion tương ứng là hệ số phát thải CO 2
trong quá trình khai thác, vận chuyển và đốt than để sản xuất điện (kg
CO2/kWh).
3.4.3.2. Hệ số phát thải CO2 tại khâu khai thác than
Hệ số phát thải CO2 của khâu khai thác than được tính như sau
EFmin ning = EFextract + EFmin etrans + EF pre (kgCO2/kWh)
(3.10)
EFextract ; EFmin etrans ; EF pre : Lần lượt là hệ số phát thải khí CO 2 trong
khai thác than, hệ số phát thải CO 2 từ vận chuyển than tại mỏ, hệ số
phát thải CO2 do quá trình chuẩn bị than tại mỏ. Các hệ số này được
xác định như sau [67]:
EFextract = 0,095(kgCO2 / kgthan) = 0,095 * C than (kgCO2 / kWh) (3.11)
EFmin etrans = 0,001(kgCO2 / kgthan) = 0,001 * C than (kgCO2 / kWh) (3.12)
EF pre = 0,043(kgCO2 / kgthan) = 0,043 * Cthan (kgCO2 / kWh) (3.13)
Trong đó: Cthan: Suất tiêu hao than để sản xuất 1 kWh (kg than/kWh)
của nhà máy điện.
3.4.3.3. Hệ số phát thải CO2 khâu vận chuyển than
EFTransport = EFIEC * C than *η Transport (kgCO2/kWh)
(3.14)
EFIEC = C DO * HV DO * EFIC , (kgCO2/kg than)
(3.15)
EFIEC: Hệ số phát thải CO2 của động cơ đốt trong sử dụng dầu DO
khi vận chuyển 1kg than (kgCO2/kg than); C DO : Suất tiêu hao dầu DO
khi vận chuyển 1kg than từ mỏ tới nhà máy điện, (kgdầuDO/kgthan);
HV DO : Nhiệt trị của dầu DO, (TJ/kg); EFIC : Hệ số phát thải của động
cơ đốt trong sử dụng dầu DO, (kgCO 2/TJ);η Transport : Hiệu suất vận
chuyển của thiết bị.
3.4.3.4. Hệ số phát thải khí CO2 tại khâu sản xuất điện
Hệ số phát thải khí CO2 trong quá trình sản xuất điện tại nhà máy
được xác định như sau [81]:
EFCombustion = EFCoalcombustion + EFFOcombustion + EFCaCO 3

2

, (kg CO /kWh) (3.16)
;
lần
lượt
là hệ số phát thải khí
EFCoalcombustion ; EFFOcombustion EFCaCO 3
CO2 của đốt cháy than, đốt cháy dầu FO được phun kèm và khởi động
lò hơi, do phản ứng nhiệt của đá vôi (kg CO2/kWh).
EFCoalcombustion = EFthan * HHVthan * C than , (kg CO2/kWh) (3.17)
EFFOcombustion = EFFO * C FO , (kg CO2/kWh)
(3.18)
19


EFthan : hệ số phát thải khí CO2 khi đốt cháy 1 KJ than (kg CO2/KJ);
EFFO : hệ số phát thải khí CO2 khi đốt cháy 1 kg dầu FO (kg CO2/kg
dầu FO); HHVthan : nhiệt trị cao của than (kJ/kg); C FO : suất tiêu hao dầu
FO để sản xuất 1 kWh (kg dầu FO/kWh), C FO = FOcon / Pnet ; FOcon :
Tổng lượng dầu tiêu thụ trong năm của nhà máy (kg dầu FO); Pnet :
Tổng lượng điện phát lên lưới (kWh).
Hệ số phát thải khí CO2 do phản ứng nhiệt của đá vôi( EFCaCO 3 ) để
sản xuất 1kWh điện được xác định từ lượng đá vôi đưa vào lò hơi để
khử khí SO2 (với giả thiết 70% lưu huỳnh trong nhiên liệu được ôxy
hóa thành SO2):
EFCaCO 3 = 0,44 * C CaCO3 , (kgCO2/kWh)
(3.28)
3.5. So sánh công nghệ đốt than tại nhà máy nhiệt điện Uông Bí và
Na Dương
Bảng 3.18 thể hiện các kết quả tính toán các chỉ số so sánh trên cơ
sở các thông số đầu vào của 2 nhà máy được trình bày tại bảng 3.4 của
luận án. Các kết quả cho thấy:Hệ số phát thải CO2 tại khâu khai thác
than dao động trong khoảng từ 0,08-0,1 kgCO 2/kWh, chiếm 5,5-7,5%
phát thải vòng đời CO2; hệ số phát thải CO2 tại khâu vận chuyển than là
không đáng kể (khoảng 0,00015-0,00039 kgCO 2/kWh tương ứng với
công nghệ CFBC và PF) và chỉ bằng 0,01-0,02% hệ số phát thải vòng
đời CO2. Hệ số phát thải tại khâu khai thác than là rất nhỏ, cho thấy
việc xây dựng và phát triển các nhà máy điện CFBC gần mỏ than
không dẫn đến việc giảm phát thải CO 2 trong toàn bộ quá trình sản
xuất điện mà chỉ có lợi thế là rút ngắn khoảng cách vận chuyển tro xỉ
than từ nhà máy đến nơi chôn lấp tại khu vực mỏ đã khai thác, nếu áp
dụng giải pháp hoàn thổ. Hệ số phát thải CO2 tại khâu đốt than dao
động từ 1,134-1,686 kgCO2/kWh tương ứng với công nghệ CFBC và
PF. Phát thải CO2 trong nhà máy điện do vậy chiếm khoảng 87,994,4% lượng phát thải vòng đời CO 2 trong điều kiện vận hành hiện tại
của các nhà máy nhiệt điện sử dụng công nghệ PF và CFBC ở Việt
Nam.
CHƯƠNG 4-KẾT LUẬN
4.1. Kết luận
4.1.1. Khí động học trong lớp sôi tuần hoàn.
Trong điều kiện thí nghiệm, thực hiện thí nghiệm để xác định ảnh
hưởng của các thông số vận hành trên đối với tốc độ tuần hoàn hạt
(Gp), cụ thể là:
• Đối với hạt có đường kính dp=200 µm , Gp dao động trong khoảng
từ 16,8 kg/m2.s ÷ 42,6 kg/m2.s, khi U0 thay đổi từ 5,16 ÷ 6,67 m/s; Ur
thay đổi từ 0,42 ÷ 0,46 m/s; Khối lượng lớp thay đổi từ 20 ÷ 30kg.
• Đối với hạt có đường kính dp=300 µm , Gp dao động trong khoảng
từ 4,2 kg/m2.s ÷ 15,64 kg/m2.s, khi U0 thay đổi từ 5,16 ÷ 6,67 m/s; Ur
thay đổi từ 0,42 ÷ 0,46 m/s; Khối lượng lớp thay đổi từ 25 ÷ 30kg.
20


• Đối với hạt có đường kính dp=400 µm , Gp dao động trong khoảng
từ 3,59 kg/m2.s ÷ 6,67 kg/m2.s, khi U0 thay đổi từ 5,16 ÷ 6,67 m/s; Ur
thay đổi từ 0,42 ÷ 0,46 m/s; Khối lượng lớp là 30kg.
Từ các kết quả thí nghiệm cho thấy:
• Tốc độ tuần hoàn hạt (Gp) trong buồng đốt CFB tăng khi tăng vận
tốc gió sơ cấp, tốc độ gió tuần hoàn hạt, tăng tổng khối lượng lớp.
• Tốc độ tuần hoàn hạt (Gp) trong buồng đốt CFB giảm khi khi tăng
đường kính hạt.
• Biểu thức thực nghiệm (2.19) cho phép xác định được tốc độ tuần
hoàn hạt khi biết các thông số vận hành và kích thước hình học của
CFB (gió sơ cấp, gió tuần hoàn hạt, khối lượng lớp, đường kính hạt,
kích thước buồng đốt).
• Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm và kết quả thu được cho
thấy, có thể xây dựng các biểu thức thực nghiệm cho các thiết bị kiểu
CFBC đã và đang vận hành hiện nay khi biết thông số hình học của
thiết bị và các thông số vận hành, từ đó lựa chọn chế độ khí động của
thiết bị kiểu CFBC phù hợp với điều kiện vận hành, giảm thiểu vấn đề
vận hành có nguyên nhân từ chế độ khí động, giúp công tác vận hành
hiệu quả thiết bị, nâng cao hiệu suất cháy và hiệu quả truyền nhiệt từ
lớp tới bề mặt vách buồng đốt.
4.1.2. Trao đổi nhiệt trong lớp sôi tuần hoàn.
(1)Hệ số trao đổi nhiệt trung bình tính cho toàn bộ chiều cao lớp sôi
được thể hiện ở bảng dưới đây:

Đườn
g kính
trung
bình
hạt dp
( µm )
200

Vận
tốc
gió
tuần
hoàn
hạt
Ur
(m/s)
0,46

300

0,46

400

0,46

Vận tốc
gió sơ cấp
U0 (m/s)

Khối
lượng
lớp W
(kg)

Khối
lượng
riêng lớp
hạt trung
bình ρb
(kg/m3)

Tốc độ tuần
hoàn hạt
Gp
(kg/m2.s)

Hệ số trao
đổi nhiệt
trung bình từ
lớp tới vách
Ktb (W/m2.k)

5,16 ÷ 6,0
7
5,16 ÷ 6,0
7
5,46 ÷ 6,0
7

25 ÷ 3
0
25 ÷ 3
0
30

48,5 ÷ 66,
5
42,1 ÷ 61,
8
47,4 ÷ 57,
1

32,94 ÷ 50,0
3
6,42 ÷ 20,14

87,24 ÷ 126,3

6,13 ÷ 9,05

81,5 ÷ 90,8

80 ÷ 118,5

(2)Hệ số trao đổi nhiệt từ lớp tới vách tăng khi giảm đường kính hạt
(dp), tăng vận tốc gió sơ cấp, khối lượng riêng lớp hạt và tốc độ tuần
hoàn hạt
(3) Biểu thức bán thực nghiệm (2.28) cho phép xác định hệ số trao đổi
nhiệt từ lớp tới vách khi biết các thông số vận hành và kích thước lớp
sôi thôi qua Nusselt (Nu).
(4) Biểu thức bán thực nghiệm (2.30) cho phép xác định hệ số trao đổi
nhiệt từ lớp tới vách khi biết khối lượng riêng lớp hạt và đường kính
hạt thông qua trị số Nusselt cục bộ (Nucb).
(5) Phương pháp nghiên cứu thực nghiệm và kết quả thu được cho
thấy, có thể xây dựng các biểu thức thực nghiệm tương tự cho các thiết
21


bị kiểu CFBC đã và đang vận hành hiện nay để có thể đánh giá sự thay
đổi hệ số trao đổi nhiệt trong buồng đốt ở các chế độ vận hành khác
nhau, giúp lựa chọn chế độ vận hành hiệu quả thiết bị kiểu CFBC.
4.1.3. Sử dụng công nghệ lớp sôi tuần hoàn để sản xuất kiện năng
Phương pháp nghiên cứu, kỹ thuật tính toán đã sử dụng và kết quả
thu được đối với việc so sánh công nghệ nhiệt điện đốt than đã được
phát triển và áp dụng để nhận dạng và định lượng tiềm năng giảm phát
thải CO2 của công nghệ CFBC so với công nghệ PF hiện đang được sử
dụng ở Việt Nam. Xét theo quan điểm vòng đời, các kết quả nghiên
cứu về việc sử dụng công nghệ CFBC vào sản xuất điện năng là hoàn
toàn khả thi về mặt kinh tế và môi trường:
- Việc giảm 31,46% phát thải CO 2 tại Na Dương (sử dụng công
nghệ CFBC) so với Uông Bí (sử dụng công nghệ PF) là do suất tiêu
hao than tại Uông Bí cao hơn 5% so với suất tiêu hao than tại Na
Dương mặc dù than được sử dụng tại Uông Bí có chất lượng cao hơn
so với than được sử dụng tại Na Dương. Và với cùng một loại than,
việc sử dụng công nghệ CFBC thay cho PF tại Uông Bí có thể giảm
6,91% chi phí sản xuất điện và giảm 14,5% phát thải CO2.
- Chi phí biên giảm phát thải CO 2 được xác định có giá trị âm (15,87 USD/tấn CO2). Điều này cho thấy, với số liệu vận hành thực tế ở
Uông Bí, việc thay thế công nghệ PF bằng công nghệ CFBC nhằm
đảm bảo cùng một nhu cầu công suất điện đầu ra của nhà máy có thể
đạt được 2 mục tiêu: i) Nâng cao hiệu quả sản xuất điện, và ii) Bảo vệ
môi trường mà không đòi hỏi kinh phí hỗ trợ theo cơ chế phát triển
sạch để giảm phát thải CO2.

22



Tài liệu bạn tìm kiếm đã sẵn sàng tải về

Tải bản đầy đủ ngay

×