Thiết kế hệ thống thu hồi nhiệt thải để cung cấp nước lạnh bằng máy lạnh hấp thụ tại công ty Tae Kwang Vina

8073,98 2 2 q 85870,5 t 46,2 1858,86 Giá trị Δt1 và Δt2 gần đúng với giá trị đã chọn nên không cần phải tính lại. Vậy ta có kết quả: k = 1061,44 Diện tích trao đổi nhiệt: Q F q Q = G2.cp.Δt = 80,38.4,2.1,8 = 607,67 kW Ở đây ta tính lại Q mà không lấy giá trị Q = 568,89 kW để tính diện tích trao đổi nhiệt là do giá trị nhiệt lƣợng bổ sung 568,89 kW đƣợc tính ở mục 5.1 chƣa kể đến tổn thất nhiệt. Khi tính toán các thiết bị thu hồi nhiệt khói thải và hơi phân ly, ta đều trừ đi 5% tổn thất nhiệt ra môi trƣờng do đó nhiệt lƣợng của hơi bổ sung ở đây phải lớn hơn để bù vào các tổn thất đã có. Xem tổn thất nhiệt của bồn nƣớc nóng là 5%. Nhƣ vậy diện tích trao đổi nhiệt là: 2607,67.1000F 7,45m 0,95.85870,5 Tổng số ống: tb F 7,45 n 170,6 .d .l 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).0,9 Chọn n = 200 cho phù hợp với bố trí ống hình lục giác đều Tính lại chiều dài 1 nhánh ống: tb F 7,45 l 0,77 m .d .n 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).200 72 5.5 Tính toán trở lực 5.5.1 Trở lực đƣờng nƣớc nóng của hệ thống Hình 5.15: Sơ đồ đường nước nóng đi qua các thiết bị Trở lực của đƣờng nƣớc nóng bao gồm: ΔP = ΔPhpl + max (ΔPk3 + ΔPk4) + ΔPcb + ΔPms Trong đó: ΔPhpl – trở lực qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly ΔPk3 – trở lực qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải lò hơi số 3 ΔPk4 – trở lực qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải lò hơi số 4 ΔPcb – trở lực cục bộ ΔPms – trở lực do ma sát trong đƣờng ống Trở lực tạo cột chất lỏng bằng 0 do nƣớc đi trong hệ thống kín. Do thiết bị trao đổi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3 và 4 mắc song song nên ta chọn trở lực lớn nhất để tính chọn bơm. Trở lực về phía nƣớc khi qua các thiết bị trao đổi nhiệt đƣợc tính theo công thức: 2 v tr L 1 P 1 z d z 2 Trong đó: λ – hệ số ma sát L – chiều dài ống (m) dtr – đƣờng kính trong của ống (m) ζv – 0,5 hệ số trở lực cục bộ khi vào ống z – số đƣờng nƣớc trong thiết bị BỒN NƢỚC NÓNG BƠM TH nhiệt hơi phân ly TH nhiệt khói thải lò số 4 TH nhiệt khói thải lò số 3 73 ω – vận tốc của dòng nƣớc trong ống (m2/s) ρ – khối lƣợng riêng của môi chất chuyển động trong ống (kg/m3) Hệ số ma sát đƣợc xác định theo công thức: 0,25 tr 68 0,11 d Re Trong đó: Δ = 0,02 mm – độ nhám tuyệt đối của ống thép kéo liền Trở lực về phía nƣớc khi qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly: dtr = 22,48 mm ω = 1,54 m/s z = 6 L = 2,2 m Re = 105226 ρ = 965,86 kg/m3 0,25 0,02 68 0,11 0,0218 22,48 105226 2 hpl 2,2 0,5 1 1,54 .965,85 P 0,0218 0,5 1 6 0,02248 6 2 12025,72Pa Trở lực về phía nƣớc khi qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải của lò hơi số 4: dtr = 22,48 mm ω = 1,17 m/s z = 10 L = 0,708 m Re = 84571 ρ = 961,99 kg/m3 0,25 0,02 68 0,11 0,0223 22,48 84571 74 2 k4 0,708 0,5 1 1,17 .961,99 P 0,0223 0,5 1 10 0,02248 10 2 10864,17 Pa Trở lực về phía nƣớc khi qua thiết bị thu hồi nhiệt khói thải ở lò hơi số 3: dtr = 22,48 mm ω = 1,89 m/s z = 12 L = 0,9 m Re = 136615 ρ = 961,99 kg/m3 0,25 0,02 68 0,11 0,0212 22,48 136615 2 k3 0,9 0,5 1 1,89 .961,99 P 0,0212 0,5 1 12 0,02248 12 2 33504,18Pa Trở lực ma sát trong đƣờng ống: Chọn tốc độ nƣớc trong ống là ω = 2,5 m/s Nhiệt độ trung bình của nƣớc đi trong ống: 0 tb 85 96,3 t 90,65 C 2 Từ đó tra đƣợc: ρ = 964,8 kg/m3 ν = 0,324.10-6 m2/s Đƣờng kính trong của ống dẫn nƣớc tr 4G 4.22,48 d 0,108m 108mm 3,14.964,8.2,5 Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 114,3 / 3,05 Tính lại vận tốc nƣớc 2 2 tr 4G 4.22,48 2,53m / s d 3,14.964,8.0,1082 75 tr 6 .d 2,53.0,1082 Re 844895 0,324.10 Hệ số ma sát: 0,25 0,02 68 0,11 0,014 108,2 844895 Vậy 2 2 ms tr L 150 2,53 .964,8 P 0,014. 59929,5Pa d 2 0,1082 2 Chiều dài ống L = 150 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc chính xác. Trở lực cục bộ: Đây là trở lực xuất hiện khi dòng chất môi giới chuyển động từ tiết diện nhỏ fn sang tiết diện lớn f1 (đột mở) hoặc ngƣợc lại (đột thu). Do kết cấu của các thiết bị trao đổi nhiệt nên trở lực này chỉ xuất hiện ở thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly khi nƣớc từ ống đi vào buồng nƣớc của thiết bị. Còn ở thiết bị thu hồi nhiệt khói thải, do ống góp có kích thƣớc gần bằng ống nƣớc nên không có trở lực cục bộ. Hình 5.16: Trở lực cục bộ khi dòng chảy từ tiết diện nhỏ sang tiết diện lớn và ngược lại Trở lực cục bộ đƣợc xác định theo công thức: 2 cbP 2 Trong đó: ζ – hệ số trở lực cục bộ ω – vận tốc nƣớc lấy theo tiết diện nhỏ. Tiết diện lớn Tiết diện nhỏ 76 Hệ số trở lực cục bộ khi đột mở: 2 n m 1 f 1 f Hệ số trở lực cục bộ khi đột thu: 0,75 n t 1 f 0,5 1 f Tiết diện nhỏ là tiết diện ống nƣớc vào thiết bị 2 2 3 2 n trf d 0,1082 9,19.10 m 4 4 Tiết diện lớn là tiết diện buồng chứa nƣớc fl = 0,518.0,163 = 0,0844 m 2 Suy ra: 23 m 9,19.10 1 0,794 0,0844 0,75 3 t 9,19.10 0,5 1 0,459 0,0844 2 cb 2,53 .964,8 P (0,794 0,459) 3869Pa 2 Tổng trở lực: ΔP = ΔPhpl + ΔPk3 + ΔPcb + ΔPms = 12025,72 + 33504,18 + 3869 + 59929,5 = 109328,4 Pa = 11,15 mH20 Lƣu lƣợng nƣớc nóng trong hệ thống 3G 22,48Q 0,0233m / s 964,8 1398 / ph 5.5.2 Trở lực đƣờng nƣớc nóng cung cấp cho MLHT Trở lực của bơm nƣớc nóng cấp cho BPS của MLHT bao gồm trở lực qua BPS và trở lực ma sát của đƣờng ống. 77 Theo catalog của hãng sản xuất EBARA (Phụ lục 3), tổn thất áp suất của nƣớc nóng khi qua BPS và lƣu lƣợng nƣớc nóng là ΔP = 74 kPa = 74000 Pa Q = 5,09 m 3 /ph = 5090 l/ph Nhiệt độ trung bình của nƣớc nóng 0 tb 85 90 t 87,5 C 2 Tra đƣợc thông số vật lý của nƣớc ρ = 966,9 kg/m3 ν = 0,336.10-6 m2/s Đƣờng kính trong của ống dẫn nƣớc tr 4Q 4.5,09 d 0,208m 208mm 60.3,14.2,5 Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 219 / 6 Đƣờng kính của ống dẫn nƣớc thƣờng chọn bằng đƣờng kính ống của MLHT. Tuy nhiên do catalog của nhà sản xuất không có thông số này nên ta chỉ chọn tƣơng đối để tính trở lực. Tham khảo catalog MLHT sử dụng hơi cấp nhiệt của cùng hãng sản xuất EBARA, ứng với năng suất lạnh tƣơng đƣơng thì các đƣờng ống có kích thƣớc từ 200 mm đến 250 mm. Nhƣ vậy, đƣờng ống ta chọn ở đây là hợp lý. Tính lại vận tốc nƣớc 2 2 tr 4Q 4.5,09 2,52m / s d 60.3,14.0,207 tr 6 .d 2,52.0,207 Re 1552500 0,336.10 Hệ số ma sát: 0,25 0,02 68 0,11 0,012 207 1552500 Vậy 2 2 tr L 75 2,52 .966,9 P 0,012. 13348Pa d 2 0,207 2 78 Chiều dài ống L = 75 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc chính xác. Tổng trở lực: ΔP = 74000 + 13348 = 87348 Pa = 8,91 mH2O 5.5.3 Trở lực đƣờng nƣớc lạnh cung cấp cho công nghệ Trở lực này bao gồm trở lực qua BBH và trở lực ma sát đƣờng ống. Theo catalog của hãng sản xuất EBARA (Phụ lục 3), tổn thất áp suất của nƣớc lạnh khi qua BBH và lƣu lƣợng nƣớc lạnh là ΔP = 54 kPa = 54000 Pa Q = 3,63 m 3 /ph = 3630 l/ph Nhiệt độ trung bình của nƣớc lạnh 0 tb 15 20 t 17,5 C 2 Tra đƣợc thông số vật lý của nƣớc ρ = 998,6 kg/m3 ν = 1,081.10-6 m2/s Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 219 / 6 Vận tốc nƣớc 2 2 tr 4Q 4.3,63 1,8m / s d 60.3,14.0,207 tr 6 .d 1,8.0,207 Re 344681 1,081.10 Hệ số ma sát: 0,25 0,02 68 0,11 0,014 207 344681 Vậy 2 2 tr L 100 1,8 .998,6 P 0,014. 10941Pa d 2 0,207 2 79 Chiều dài ống L = 100 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc chính xác. Tổng trở lực: ΔP = 54000 + 10941 = 64941 Pa = 6,62 mH2O 5.5.4 Trở lực đƣờng nƣớc giải nhiệt Chọn tháp giải nhiệt: Tháp giải nhiệt dùng để hạ nhiệt độ nƣớc làm mát và tuần hoàn trở lại MLHT. Để chọn tháp giải nhiệt ta dựa vào các yếu tố sau: Nhiệt độ nƣớc vào và ra khỏi tháp Lƣu lƣợng nƣớc Nhiệt độ bầu ƣớt của không khí tại nơi lắp đặt Tháp giải nhiệt có 2 loại vuông và tròn. Loại vuông có đặc điểm là có thể lắp đặt thành từng cụm nối tiếp nhau nhƣ vậy sẽ đỡ chiếm diện tích mặt bằng hơn. Theo catalogue MLHT, lƣu lƣợng nƣớc giải nhiệt là Q = 8,57 m 3 /ph = 8570 l/ph Chọn tháp giải nhiệt vuông của Liang Chi Ứng với độ giải nhiệt từ 370C – 320C, lƣu lƣợng Q = 8570 l/ph, nhiệt độ bầu ƣớt tại miền Nam là 280C. Theo catalog của Liang Chi chọn Model No. 800 Ứng với Model này ta chọn tháp giải nhiệt có 4 cụm với các thông số: Số hiệu: LRC – H – 200 – C4 Lưu lượng: 10400 l/ph Chiều cao mực nước: 3,8 m Chi tiết về kích thƣớc tháp giải nhiệt đƣợc trình bày ở phụ lục 4. Tính trở lực Trở lực bao gồm trở lực qua MLHT, trở lực ma sát đƣờng ống và chiều cao mực nƣớc của tháp giải nhiệt. Theo catalog của hãng sản xuất EBARA (Phụ lục 3), tổn thất áp suất của nƣớc giải nhiệt khi qua MLHT và lƣu lƣợng nƣớc giải nhiệt là 80 ΔP = 59 kPa = 59000 Pa Q = 8,57 m 3 /ph = 8570 l/ph Nhiệt độ trung bình của nƣớc giải nhiệt 0 tb 32 37 t 34,5 C 2 Tra đƣợc thông số vật lý của nƣớc ρ = 994,1 kg/m3 ν = 0,739.10-6 m2/s Chọn ống dẫn nƣớc bằng thép Ø 250 / 6 Vận tốc nƣớc 2 2 tr 4Q 4.8,57 3,2m / s d 60.3,14.0,238 tr 6 .d 3,2.0,238 Re 1030582 0,739.10 Hệ số ma sát: 0,25 0,02 68 0,11 0,012 238 1030582 Vậy 2 2 tr L 50 3,2 .994,1 P 0,012. 12831Pa d 2 0,238 2 Chiều dài ống L = 75 m đƣợc chọn ƣớc lƣợng trên cơ sở bố trí mặt bằng tổng thể các thiết bị công thêm tổn thất qua các co, van, chỗ nối ống… chƣa xác định đƣợc chính xác. Trở lực tạo bởi chiều cao mực nƣớc trong tháp giải nhiệt: ΔP = H.g.ρ = 3,8.9,81.994,1 = 37058 Pa Tổng trở lực: ΔP = 59000 + 12831+ 37058 = 115305 Pa = 11,1 mH2O 81 5.6 Chọn bơm Từ kết quả tính trở lực và lƣu lƣợng ta có các thông số để chọn bơm Bảng 5.2: Thông số chọn bơm Tên Lƣu lƣợng (lít/ph) Cột áp (mH2O) Bơm nƣớc nóng của hệ thống 1395 11,15 Bơm nƣớc nóng cho MLHT 5090 8,91 Bơm nƣớc lạnh cho công nghệ 3630 6,62 Bơm nƣớc giải nhiệt 8570 11,1 Chọn bơm của hãng EBARA. Thông tin các loại bơm đã chọn đƣợc trình bày ở bảng 5.3. Bảng 5.3: Thông số bơm của hệ thống Tên Số hiệu Công suất (kW) Lƣu lƣợng (lít/ph) Cột áp (mH2O) Bơm nƣớc nóng của hệ thống 3M 65 – 125/4 4 1500 10,7 Bơm nƣớc nóng cho MLHT MMD4 150 – 200/11 11 5000 9,8 Bơm nƣớc lạnh cho công nghệ MMD4 125 - 200/7.5R 7,5 3700 7,7 Bơm nƣớc giải nhiệt MMD4 200 – 250/22 22 9000 11,7 Các chi tiết khác của bơm đƣợc trình bày ở phụ lục 5. Trong điều kiện giới hạn của luận văn nên không trình bày cách tính toán bọc cách nhiệt thiết bị, chọn van, hệ thống đƣờng ống dẫn, bố trí dụng cụ đo, hệ thống điều khiển… 82 CHƢƠNG 6: ĐÁNH GIÁ HIỆU QUẢ KINH TẾ 6.1 Chi phí đầu tƣ và vận hành 6.1.1 Chi phí đầu tƣ Chi phí đầu tƣ bao gồm: chi phí các thiết bị, lắp đặt và vận chuyển. Tham khảo bảng báo giá của một phƣơng án từ Trung tâm Tiết Kiệm Năng Lƣợng TP. HCM do công ty TNHH ECOZEN thực hiện. Bảng báo giá này bao gồm:  Thiết bị cho bơm nƣớc nóng của hệ thống  Thiết bị cho bộ van giảm áp  Thiết bị cho hơi phân ly (thiết bị trao đổi nhiệt hơi phân ly, van…)  Các bộ bẫy hơi  Các thiết bị khác (van điều khiển nhiệt độ, thiết bị trao đổi nhiệt khói thải, bồn chứa nƣớc nóng…)  Đƣờng ống và bảo ôn  Chi phí thi công, lắp đặt và vận chuyển  Tổng chi phí: 985.431.777 VNĐ Giá thành MLHT với năng suất lạnh 1266 kW vào khoảng 4,5 tỷ VNĐ. Chi phí cho bơm, tháp giải nhiệt và các thiết bị đi cùng MLHT vào khoảng 500 triệu VNĐ. Nhƣ vậy tổng chi phí cho toàn bộ phƣơng án vào khoảng 6 tỷ VNĐ. Với quy mô của doanh nghiệp, có thể đáp ứng đƣợc. 6.1.2 Chi phí vận hành Chi phí vận hành bao gồm: chi phí nhiên liệu do phải trích hơi bổ sung, chi phí tiêu thụ điện năng của các bơm trong MLHT, bơm nƣớc lạnh, bơm nƣớc giải nhiệt và quạt tháp giải nhiệt đi kèm với MLHT, chi phí tiêu thụ điện năng của bơm nƣớc nóng. Về bơm nƣớc lạnh, bơm nƣớc giải nhiệt và quạt tháp giải nhiệt đi kèm với MLHT, do hệ thống MLHT đã thay thế cho hệ thống chiller cũ nên có thể xem nhƣ điện năng tiêu thụ cho các thiết bị này tƣơng đƣơng với điện năng của các thiết bị của hệ thống chiller. Nhƣ vậy chi phí vận hành đƣợc tính gồm chi phí nhiên liệu và chi phí tiêu thụ điện năng của bơm nƣớc nóng. 83 Chi phí nhiên liệu Lƣợng hơi trích bổ sung: h h Q 607,67 G .3600 1068kg / h r 2048 Tham khảo lƣợng tiêu hao nhiên liệu của lò hơi số 3. Ứng với sản lƣợng hơi 6800 kg/h thì lƣợng tiêu hao nhiên liệu là 504,2 kg/h. Ta có thể tính gần đúng lƣợng gia tăng tiêu hao nhiên liệu khi bổ sung thêm 1068 kg/ h hơi. 1068.504,2 B 79,2kg / h 6800 Chuyển đơn vị sang lít/h 79,2 B 80lít / h 0,991 Giá dầu FO hiện nay: 13000 VNĐ/lít Chi phí cho nhiên liệu 80.13000 = 1 040 000 VNĐ/h Chi phí tiêu thụ điện năng Tổng công suất của hai bơm nƣớc nóng: 4 + 11 = 15 kW Tổng công suất của các bơm trong MLHT: 0,4.2 + 1,5.2 + 0,75.2 = 5,3 kW Chi phí tiêu thụ điện năng (giá điện 3 giá trung bình hiện nay 1000 VNĐ/ kWh) (5,3 + 15).1000 = 20 300 VNĐ/h Tổng chi phí vận hành: 1040000 + 20300 = 1 060 300 VNĐ/h 6.1.3 Chi phí tiết kiệm đƣợc của hệ thống: Hệ thống mới thay thế cho hệ thống chiller cũ nên ta đã tiết kiệm đƣợc điện năng tiêu thụ của chiller và các bơm nƣớc lạnh, bơm nƣớc giải nhiệt, quạt tháp giải nhiệt. Tuy nhiên, nhƣ đã phân tích ở trên các bơm nƣớc lạnh, bơm nƣớc giải nhiệt, quạt tháp giải nhiệt ở hệ thống mới vẫn hoạt động nên chỉ tiết kiệm đƣợc điện năng tiêu thụ của chiller. Năng suất lạnh của 2 chiller: 2.579 = 1158 kW 84 Hệ số COP trung bình của chiller bằng 4 Công suất máy nén: 1158 289,5kW 4 Chi phí tiết kiệm do ngừng 2 chiller 289,5.1000 = 289 500 VNĐ/h So với chi phí vận hành, chi phí tiết kiệm này nhỏ hơn khá nhiều và hệ thống hoạt động không kinh tế. Ta rút ra một số nhận xét sau: Do phải trích hơi bổ sung nên chi phí vận hành tăng lên rất nhiều mà trong đó chi phí nhiên liệu chiếm tỷ trọng đáng kể (khoảng 97%). Nếu nhƣ không có chi phí nhiên liệu này hoặc chi phí cho nhiên liệu thấp thì rõ ràng khả năng tiết kiệm của hệ thống là đáng kể. Ví dụ nhƣ nguồn nhiên liệu là trấu có giá thành 500 VNĐ/kg, tiêu hao nhiên liệu cho 1 tấn hơi/h là 200 ÷ 230 kg trấu (số liệu lò hơi đốt trấu của Công ty Minh Phát) thì chi phí nhiên liệu cho phƣơng án chỉ vào khoảng 115.000 VNĐ/h. Nhƣ vậy, hoàn toàn có tính khả thi về mặt kinh tế. Từ đó có thể kết luận: Đối với doanh nghiệp đang khảo sát, phƣơng án trích hơi gia nhiệt bổ sung để đáp ứng nhiệt lƣợng còn thiếu cung cấp cho MLHT không khả thi về mặt kinh tế mà nguyên nhân chính là do chi phí nhiên liệu cao. Vậy phƣơng án thích hợp ở đây là chỉ sử dụng nguồn nhiệt thải để cung cấp nhiệt năng cho MLHT, việc trích hơi bổ sung chỉ để dự phòng và dùng trong khởi động. 6.2 Tính toán lại phƣơng án 6.2.1 Chọn máy lạnh hấp thụ Do nguồn nhiệt thải chỉ đáp ứng thay thế đƣợc nhu cầu của một chiller (579 kW) nên ta chọn lại MLHT có năng suất lạnh là 633 kW. Các thông số của MLHT theo catalog nhà sản xuất: Model: RCH040 Năng suất lạnh: 633 kW Chiều dài máy: 3,63 m Chiều cao máy: 2,49 m 85 Chiều rộng máy: 1,57 m Các chi tiết khác về MLHT đƣợc trình bày ở phụ lục 3. Công suất nhiệt cần thiết cho MLHT này là: 0 h Q Q 844kW COP Nhƣ vậy ta thấy lƣợng nhiệt thải mà ta tận dụng đƣợc (Qtd = 1037,46 kW) lớn hơn so với yêu cầu của MLHT. Có nhiều phƣơng án để xử lý nguồn nhiệt lƣợng bị thừa này tuy nhiên phƣơng án đơn giản nhất vẫn là thải bỏ bớt nguồn nhiệt thải này ra ngoài. Nhiệt lƣợng do khói thải sẽ đƣợc tận dụng hoàn toàn, còn nhiệt lƣợng do hơi phân ly sẽ đƣợc thải bỏ thông qua thải bỏ một phần lƣợng hơi phân ly ra ngoài. 6.2.2 Tính toán các thiết bị thu hồi nhiệt thải Xem tổn thất của các thiết bị thu hồi nhiệt là 5% Nhiệt lƣợng tận dụng đƣợc của khói thải Qk = (Qk3 + Qk4).0,95 = (191,07 + 107,03).0,95 = 283,2 kW Nhiệt lƣợng cần thiết của hơi phân ly h k pl Q Q Q 590,3kW 0,95 Chọn độ tăng nhiệt độ nƣớc khi qua các thiết bị thu hồi nhiệt khói thải vẫn là 3 0 C. Vì vậy, lƣu lƣợng nƣớc nóng trong hệ thống không đổi vẫn bằng 22,48 kg/s. Khi đó nhiệt đó nƣớc qua thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly pl 0 p Q .0,95 590,3.0,95 t 6 C G.c 22,48.4,2 Nhiệt độ nƣớc vào và ra thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly 850C – 910C. Nhiệt độ nƣớc vào và ra thiết bị thu hồi nhiệt khói thải 910C – 940C a- Thiết bị thu hồi nhiệt khói thải Do công suất nhiệt và độ tăng nhiệt độ của nƣớc qua các thiết bị thu hồi nhiệt khói thải không đổi. Sự thay đổi nhiệt độ nƣớc vào và ra ảnh hƣởng đến thông số vật lý của nƣớc tuy nhiên sự thay đổi này là không nhiều nên ảnh hƣởng không đáng kể đến kết quả tính toán nên ta không cần tính lại. 86 b- Thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly Với thiết bị thu hồi nhiệt hơi phân ly, công suất nhiệt thay đổi nên sẽ làm thay đổi diện tích truyền nhiệt. Diện tích trao đổi nhiệt của thiết bị: 3 2 tr tr Q.0,95 590,3.10 .0,95 F 25,11m q 22335,55 Chiều dài ống tổng cộng là: tr tr F 25,11 L 355,73m .d 3,14.0,02248 Chọn chiều dài một ống l = 1,6 m Gọi z là số đƣờng nƣớc L 355,73 z 5,85 l.n 1,6.38 Chọn z = 6 Tính lại chiều dài 1 ống: L 355,73 l 1,56m n.z 38.6 Bƣớc ống: s = 36 mm c- Thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung Với thiết bị trao đổi nhiệt bổ sung, mặc dù ở trƣờng hợp này không cần hơi bổ sung để gia nhiệt nhƣng nhu cầu khi khởi động vẫn có nên ta vẫn thiết kế thiết bị trao đổi nhiệt ứng với công suất nhiệt khi khởi động Q = 475,1 kW Tỏa nhiệt về phía hơi không đổi. Tỏa nhiệt về phía nƣớc thay đổi do nhiệt độ nƣớc trung bình thay đổi. Nhiệt độ trung bình của nƣớc trong thùng: 0 2tb 30 90 t 60 C 2 Quá trình tính toán tƣơng tự nhƣ mục 5.3 87 Ta có kết quả: Δt1 = 12 0 C Δt2 = 63 0 C k = 1064,13 q = 114074,74 W/m 2 Diện tích trao đổi nhiệt: 2Q 457,1.1000F 4m q 114074,74 Tổng số ống: tb F 4 n 91,7 .d .l 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).0,9 Chọn n = 114 cho phù hợp với bố trí ống hình lục giác đều Tính lại chiều dài 1 nhánh ống: tb F 4 l 0,72m .d .n 3,14.0,5.(0,0171 0,0138).114 6.2.3 Chọn các thiết bị khác Chọn tháp giải nhiệt Ứng với độ giải nhiệt từ 370C – 320C, lƣu lƣợng nƣớc giải nhiệt theo catalog MLHT của Ebara Q = 4280 l/ph, nhiệt độ bầu ƣớt tại miền Nam là 280C. Theo catalog tháp giải nhiệt của Liang Chi chọn Model No. 400 Ứng với Model này ta chọn tháp giải nhiệt có 2 cụm với các thông số: Số hiệu: LRC – H – 200 – C2 Lưu lượng: 5200 l/ph Chiều cao mực nước: 3,8 m Chọn bơm Trở lực nƣớc qua các thiết bị rất ít thay đổi, trở lực nƣớc qua MLHT theo catalog cũng không thay đổi. Nhƣ vậy, cột áp để chọn bơm xem nhƣ không đổi, chỉ thay đổi lƣu lƣợng bơm. 88 Bảng 6.1: Thông số chọn bơm Tên Lƣu lƣợng (lít/ph) Cột áp (mH2O) Bơm nƣớc nóng của hệ thống 1395 11,15 Bơm nƣớc nóng cho MLHT 2550 8,91 Bơm nƣớc lạnh cho công nghệ 1810 6,62 Bơm nƣớc giải nhiệt 4280 11,1 Thông số các bơm đƣợc trình bảy ở bảng 6.2 Bảng 6.2: Thông số bơm của hệ thống Tên Số hiệu Công suất (kW) Lƣu lƣợng (lít/ph) Cột áp (mH2O) Bơm nƣớc nóng của hệ thống 3M 65 – 125/4 4 1500 10,7 Bơm nƣớc nóng cho MLHT MMD4 100 - 200/5.5 5,5 2500 9,8 Bơm nƣớc lạnh cho công nghệ 3M 65 – 125/5.5 5,5 1900 10,4 Bơm nƣớc giải nhiệt MMD4 150 – 200/15 15 4500 12,5 Chi tiết khác về bơm đƣợc trình ở phụ lục 5. 6.2.4 Tính toán lại chi phí Chi phí đầu tƣ: Do MLHT có năng suất thấp hơn nên chi phí đầu tƣ lúc này giảm bớt. Giá thành MLHT ứng với năng suất 633 kW vào khoảng 2,5 tỷ VNĐ Chi phí cho các thiết bị của hệ thống nƣớc nóng xem nhƣ không đổi, vào khoảng 1 tỷ VNĐ Chi phí cho bơm, tháp giải nhiệt và các thiết bị phụ đi kèm MLHT khoảng 300 triệu VNĐ Tổng chi phí đầu tƣ: 3,8 tỷ VNĐ 89 Chi phí vận hành: Do không có hơi trích bổ sung, lƣợng hơi trích bổ sung khi khởi động không đáng kể nên ta xem nhƣ bỏ qua. Nhƣ vậy chi phí vận hành chỉ gồm chi phí tiêu thụ điện năng của bơm nƣớc nóng. Chi phí bảo trì, bão dƣởng cho hệ thống MLHT cao hơn hệ thống chiller cũ nhƣng chênh lệch này là không nhiều nên có thể bỏ qua. Tổng công suất của hai bơm nƣớc nóng: 4 + 5,5 = 9,5 kW Tổng công suất của các bơm trong MLHT: 5,3 kW Chi phí tiêu thụ điện năng (9,5 + 5,3).1000 = 14 800 VNĐ/h Chi phí tiết kiệm Năng suất lạnh của một chiller: 579 kW Hệ số COP trung bình bằng 4 Công suất máy nén: 579 144,75kW 4 Chi phí tiết kiệm do ngừng một chiller 144,75.1000 = 144 750 VNĐ/h Chi phí tiết kiệm đƣợc trong 1 năm: (144750 – 14800).24.290 = 904 452 000 VNĐ/năm Thời gian hoàn vốn 3800000000 4,2 904452000 năm 6.3 Nhận xét Từ các kết quả tính toán trên ta thấy rằng với tình hình tại Việt Nam, MLHT chỉ nên áp dụng cho những nơi có nguồn nhiệt thải và chỉ nên sử dụng những nguồn nhiệt thải này làm năng lƣợng cấp vào. Việc dùng hơi để gia nhiệt chỉ thích hợp ở những nơi có lò hơi sử dụng nguồn nhiên liệu rẻ tiền nhƣ trấu, than cám hoặc mùn cƣa, gỗ vụn… Ví dụ ở công ty KAISEN (Bình Dƣơng) – công ty chuyên sản xuất các mặt hàng gỗ mỹ nghệ - đã dùng gỗ vụn, mùn cƣa… từ chính quy trình sản xuất làm nguyên liệu cho lò hơi để sinh hơi cấp nhiệt cho MLHT dùng trong điều hòa không khí. 90 Đối với doanh nghiệp, việc tận dụng nguồn nhiệt thải làm nguồn nhiệt năng cung cấp cho MLHT đã tiết kiệm mỗi năm gần 900.000 kWh điện năng, tƣơng đƣơng 900 triệu đồng. Mặc dù chi phí đầu tƣ lớn nếu xét về lợi ích lâu dài thì việc đầu tƣ cho hệ thống THNT là có lợi. Ngoài ra, doanh nghiệp sẽ đƣợc hỗ trợ một phần kinh phí từ chƣơng trình của TP. Hồ Chí Minh dành cho các doanh nghiệp thực hiện các giải pháp tiết kiệm năng lƣợng. Ngoài việc mang lại lợi ích cho bản thân doanh nghiệp, lƣợng điện năng tiết kiệm đƣợc đã góp phần làm giảm đi lƣợng phát thải mỗi năm gần 630.000 kg CO2. Trong bối cảnh khí hậu trái đất đang biến đổi mạnh mẽ vì sự gia tăng lƣợng khí nhà kính thì việc một doanh nghiệp có ý thức trong việc bảo vệ môi trƣờng là một điều đáng ghi nhận. 91 PHỤ CHƢƠNG: HỆ THỐNG EJECTOR HƠI ĐỂ THU HỒI NHIỆT LƢỢNG HƠI PHÂN LY Trong quá trình phân tích các phƣơng án THNT cho doanh nghiệp, chúng tôi đã tìm hiểu thêm về hệ thống thu hồi nhiệt của hơi phân ly sử dụng ejector. Do ứng dụng của ejector tại Việt Nam vẫn còn khá mới mẻ nên phần tính toán, nghiên cứu về ejector xin đƣợc đƣa vào phụ chƣơng của luận văn. Thêm vào đó nội dung chính của luận văn nằm trong lĩnh vực THNT – một vấn đề đang đƣợc quan tâm hiện nay – nên phần phụ chƣơng này có thể xem nhƣ một hƣớng phát triển để tiếp tục nghiên cứu các biện pháp THNT. P.1 Tổng quan về ejector Ejector là thiết bị dùng để tạo chân không trong bình ngƣng ở các nhà máy nhiệt điện. Nhiệm vụ của nó là hút không khí trong bình ngƣng để tạo độ chân không, giảm nhiệt độ ngƣng tụ của hơi sau tuabin. Môi chất làm việc của ejector có thể là hơi, nƣớc hoặc khí nén. Đối với ejector dùng trong phƣơng án THNT thì nhiệm vụ của nó là hút lƣợng hơi phân ly từ bồn nƣớc cấp (có áp suất và nhiệt độ thấp) rồi nâng áp suất của hỗn hợp hơi (đồng nghĩa với tăng nhiệt độ) để cung cấp nhiệt lƣợng cho các quy trình công nghệ. Với doanh nghiệp đang khảo sát thì nhiệt lƣợng cung cấp có thể dùng cho MLHT. Hình P.1: Ejector 92 Do mục đích chính không phải là hút không khí tạo độ chân không mà là nén hơi phân ly lên áp suất cao hơn nên tên gọi đúng của thiết bị ở đây là máy nén nhiệt (thermocompressor), tuy nhiên do thuật ngữ này chƣa thông dụng nên ở đây vẫn gọi là ejector. P.2 Tính toán ejector P.2.1 Cơ sở lý thuyết Quá trình giãn nở trong ejector đƣợc biểu diễn trên đồ thị i – s ở hình P.2 Hình P.2: Quá trình giãn nở trong ejector Hơi công tác có áp suất cao (điểm 1) giãn nở từ áp suất p1 đến p2. Trong ống phun, năng lƣợng của dòng hơi đƣợc chuyển thành động năng, hơi ra khỏi ống phun đi vào buồng hòa trộn có áp suất p2 = p3 = p4 nhỏ hơn áp suất trong bồn nƣớc cấp p3’ (khoảng 0,05 bar). Nhƣ vậy hơi phân ly từ bồn nƣớc cấp (điểm 3’) đƣợc hút vào buồng hòa trộn, trộn lẫn với dòng hơi công tác. Hơi công tác truyền một phần động năng cho hơi phân ly và đẩy nó vào ống tăng áp. Ở đây, động năng của toàn bộ hỗn hợp (điểm 4) giảm dần để áp suất của chúng tăng lên (điểm 5). Điểm 3’ là điểm ứng với trạng thái hơi phân ly trƣớc khi đƣợc hút vào buồng hòa trộn (p = 1 bar). Áp suất trong buồng hòa trộn nhỏ hơn áp suất đầu hút nên trên thực tế sẽ xảy ra quá trình giãn nở 3’ – 3 nhƣ trên đồ thị. 93 Toàn bộ quá trình làm việc trong ejector có thể chia làm 3 giai đoạn: Hơi công tác giãn nở trong ống tăng tốc (ống phun) Hòa trộn giữa hơi công tác và hơi phân ly trong buồng hòa trộn Nén hỗn hợp hơi công tác và hơi phân ly trong ống tăng áp (ống khuyếch tán) Sự thay đổi áp suất và vận tốc của dòng hơi đƣợc thể hiện trên hình P.3 Hình P.3: Sự thay đổi áp suất và vận tốc trong ejector Áp suất Vận tốc Vận tốc âm thanh Ống phun Buồng hòa trộn Ống tăng áp Hơi công tác Hơi phân ly Hơi phân ly Hơi công tác Hơi công tác Hơi phân ly 2 2 2 1 3 4 5 1 3 4 3 4 5 94 Quá trình giãn nở trong ống phun (quá trình 1 - 2 trên đồ thị) Tốc độ môi chất ra khỏi ống phun: 2 1 012h 2h với φ là hệ số tốc độ (φ = 0,94 ÷ 0,96) h1 = φ 2 .h01 Quá trình hòa trộn Phƣơng trình bảo toàn động lƣợng G1.ω2 + G3. ω3 = (G1 + G3). ω4 Bỏ qua tốc độ của hơi phân ly ω3 = 0 G1.ω2 = (G1 + G3). ω4 1 4 2 1 3 G G G Đặt 1 1 3 G G G : hệ số lƣu lƣợng 4 2. Phƣơng trình cân bằng năng lƣợng và cân bằng khối lƣợng cho ejector 1 1 3 3 5 5G .i G .i G .i G1 + G3 = G5 Chia 2 vế cho (G1 + G3) 31 1 3 5 1 3 1 3 GG .i .i i G G G G 3 1 11 1 3 5 1 3 1 3 G G GG .i .i i G G G G 1 3 5.i (1 ).i i Quá trình nén hỗn hợp trong ống khuếch tán 22 54 4 5i i 2 2 EJECTOR i1, G1 i3, G3 i5, G5 95 Bỏ qua vận tốc hỗn hợp sau khi nén ω5 = 0 2 4 5 4i i 2 Thay ω4 = μ.ω2 2 2 22 2 1h h 2 Hiệu suất của ống tăng áp là: 02 D 2 h h P.2.2 Tính toán ejector Mục tiêu của quá trình tính toán là xác định lƣợng tiêu hao hơi để hút toàn bộ lƣợng hơi phân ly từ nƣớc ngƣng của quá trình sản xuất và nén lên áp suất cao hơn sao cho hiệu suất của ống tăng áp trong khoảng 75 ÷ 85%. Áp suất của hỗn hợp sau khi nén là 2,5 bar, dùng để cung cấp cho MLHT (theo catalog của EBARA). Các thông số ban đầu: Áp suất hỗn hợp sau khi nén: p5 = 2,5 bar Áp suất hơi trích (đã trừ đi tổn thất): p1 = 8 bar Áp suất hơi phân ly trong bồn nƣớc cấp: p3’ = 1 bar Áp suất trong buồng hòa trộn: p2 = p3 = p4 = 0,95 bar Lƣợng hơi phân ly: G3 = 1179 kg/h Bài toán có nhiều ẩn nên ta áp dụng cách tính gần đúng. Trình tự tính toán nhƣ sau: Xác định các điểm 2, 3 trên đồ thị Do 2 đƣờng đẳng áp 0,95 bar và 2,5 bar gần song song nên quá trình nén lý thuyết h02 của điểm hòa trộn (điểm 4) nằm giữa điểm 2 và 3 là gần bằng nhau. Dựa vào đồ thị ta xác định đƣợc giá trị h02 này. Chọn hiệu suất ống tăng áp, từ đó tính đƣợc giá trị h2 Từ h2 ta tính đƣợc hệ số lƣu lƣợng μ và xác định lƣợng hơi trích cần thiết 96 Tính toán quá trình giãn nở trong ống phun: Từ bảng thông số nhiệt động của nƣớc và hơi nƣớc, ở áp suất 8 bar, ta có: i1 = 2769 kJ/kg s1 = 6,663 kJ/kg.độ Ứng với s1 = 6,663 kJ/kg.độ và p1t = p2 = 0,95 bar; ta có i1t = 2408 kJ/kg Suy ra nhiệt giáng lý thuyết là: h01 = i1 – i1t = 2769 – 2408 = 361 kJ/kg Nhiệt giáng thực tế: h1 = φ 2 .h01 = 0,95 2 .361 = 325,8 kJ/kg Enthalpy của hơi ở điểm 2: i2 = i1 – h1 = 2769 – 325,8 = 2443,2 kJ/kg Tính toán quá trình hút hơi phân ly vào buồng hòa trộn Từ bảng thông số nhiệt động của nƣớc và hơi nƣớc, ở áp suất 1 bar, ta có: i3’ = 2675 kJ/kg s3’ = 7,36 kJ/kg.độ Quá trình hơi phân ly đƣợc hút vào buồng hòa trộn cũng là quá trình giãn nở 3’ – 3. Từ bảng thông số vật lý của nƣớc và hơi nƣớc: ứng với s3’ = 7,36 và p = 0,95 bar; ta tra đƣợc i = 2667 kJ/kg. h03 = i3’ – i = 2675 – 2667 = 8 kJ/kg Chọn hệ số tốc độ φ = 0,97 h3 = φ 2 .h03 = 0,95 2 .8 = 7,2 kJ/kg i3 = i3’ – h3 = 2675 – 7,2 = 2667,8 kJ/kg Tính toán quá trình nén Ta xác định giá trị h02 nhƣ sau: từ điểm 2 và 3 đã xác định trên đồ thị kẻ đƣờng thẳng (ứng với quá trình nén lý thuyết) gặp đƣờng đẳng áp p = 2,5 bar, nhƣ vậy ta tính đƣợc 2 giá h02 tại điểm này; giá trị h02 của điểm 4 bằng trung bình của 2 giá trị h02 vừa tính (xem hình P.4). Điểm 2: h02 = 2590 – 2443,2 = 146,8 kJ/kg Điểm 3: h02 = 2850 – 2667,8 = 182,2 kJ/kg 97 Hình P.4: Đồ thị i - s Suy ra giá trị h02 trung bình là: h02 = 0,5.(146,8 + 182,2) = 164,5 kJ/kg Chọn hiệu suất của ống tăng áp ηD = 80% 02 2 D h 164,5 h 205,63kJ / kg 0,8 Từ đó suy ra: 2 1 h 205,63 0,79 h 325,8 Từ đó tính đƣợc lƣợng hơi công tác cần thiết: 1 3 0,79 G G . 1179. 4435 kg / h 1 1 0,79 Tổng lƣợng hơi sau ejector: G5 = G1 + G3 = 4435 + 1179 = 5614 kg/h 2 3 i kJ/kg s 2400 2500 2600 2700 2800 p = 1 bar p = 2,5 bar p = 0,5 bar 2900 98 Từ lƣợng hơi ta có thể xác định đƣợc kích thƣớc tại các tiết diện của ejector. Cách tính toán có thể tham khảo tài liệu [1] và [11], trong giới hạn của luận văn chỉ trình bày hiệu quả đạt đƣợc. Trạng thái hơi sau ejector 5 1 3i .i (1 ).i 0,79.2769 (1 0,79).2667,8 2747,75kJ / kg Nhiệt lƣợng do tổng lƣợng hơi cung cấp 5 5 5614 Q G .(i i ') (2747,75 535,4) 3450kW 3600 Đối với MLHT sử dụng hơi có áp suất 2,5 bar thì chỉ là loại Single Effect nên chỉ số COP chỉ vào khoảng 0,75. Năng suất lạnh tƣơng đƣơng Q0 = Q.0,75 = 3450.0,75 = 2587,5 kW Năng suất lạnh này gấp 4,47 lần năng suất lạnh của một chiller (579 kW). Tuy nhiên, nếu dùng hơi lƣợng hơi trích ở trên (có áp suất 8 bar) để cấp nhiệt cho MLHT loại Double Effect thì hiệu quả sẽ cao hơn. Nhiệt lƣợng của hơi trích 1 4435 Q G .r .2048 2523kW 3600 Do MLHT Double Effect có chỉ số COP cao hơn, COP = 1,3 nên năng suất lạnh tƣơng đƣơng Q0 = Q.1,3 = 2523.1,3 = 3280 kW Năng suất lạnh này gấp 5,67 lần năng suất lạnh của một chiller (579 kW). P.3 Nhận xét Năng suất lạnh khi dùng cùng một lƣợng hơi trích trực tiếp cấp nhiệt MLHT Double Effect cao hơn khi dùng gián tiếp qua ejector cấp cho MLHT Single Effect. Lý do là hiệu suất của MLHT Double Effect cao hơn Single Effect. Tuy nhiên, dù sử dụng hơi trích một cách trực tiếp hay gián tiếp thì tiêu hao nhiên liệu tăng lên vẫn không thể bù cho chi phí điện năng tiết kiệm đƣợc. Nguyên nhân là do chi phí nhiên liệu cao nhƣ đã đề cập ở chƣơng 6. Nhƣ vậy việc sử dụng ejector trong trƣờng hợp cấp nhiệt cho 99 MLHT không mang lại hiệu quả kinh tế. Thế nhƣng nếu nhiệt năng đƣợc sử dụng cho mục đích khác thì ejector mang lại hiệu quả thiết thực. Giả sử, trong quy trình sản xuất có một công đoạn cần sử dụng hơi có áp suất 2,5 bar để gia nhiệt. Ứng với công suất nhiệt 3450 kW thì nếu ta dùng ejector để tận dụng nhiệt của hơi phân ly thì lƣợng hơi trích là 4435 kg/h. Nếu sử dụng hơi mới từ ống góp (áp suất 8 bar) qua van tiết lƣu giảm áp (đến 2,5 bar) thì lƣợng hơi cần thiết để đáp ứng công suất trên là: h " ' 8 2,5 Q G (i i ) Trong đó: '' 8i = 2769 kJ/kg – enthalpy của hơi trích từ ống góp ở áp suất 8 bar '' 2,5i = 535,4 kJ/kg – enthalpy của nƣớc ngƣng ở áp suất 2,5 bar h 3450 G 5560kg / h (2769 535,4) Kết quả cho thấy việc tận dụng ejector để thu hồi nhiệt hơi phân ly đã tiết kiệm khoảng 20% nhiên liệu. Ví dụ thực tế: Công ty Nikkico (KCX Tân Thuận) – chuyên sản xuất thiết bị y tế Hình P.5: Sơ đồ hệ thống nhiệt tại Công ty Nikkico LOØ HÔI NÖÔÙC CAÁP TÖØ HT XÖÛ LYÙ BUOÀNG SAÁY BUOÀNG HAÁP KHOÙI 240 o C 6 7 bar 600 kg/h XAÛ LOØ ÑÒNH KYØ 1,5 bar 110 o C 120 o C 110 o C 0,85 bar (95 o C) HÔI XAÛ TÔÙI HOÁ XAÛ NÖÔÙC CHEØN BÔM 16 l/ph COÂNG TY NIKKICO - KCX TAÂN THUAÄN (Coù 04 heä thoáng nhieät ñoäc laäp) 2 bar 100 Dựa vào sơ đồ hệ thống nhiệt ở hình P.5 ta thấy một số điểm nhƣ sau: - Nhiệt độ khói thải vẫn còn cao 2400C - Nƣớc ngƣng sau buồng sấy và buồng hấp đƣợc đƣa thẳng tới hố xả mà không đƣợc thu hồi Nhƣ vậy đã có sự lãng phí cả vể năng lƣợng và khối lƣợng. Nếu lƣợng nƣớc ngƣng trên đƣợc đƣa về bồn nƣớc cấp thì sẽ sinh ra hơi phân ly có áp suất 1 bar. Sau đó dùng hơi mới từ lò hơi (có áp suất 6 ÷ 7 bar) qua ejector để nâng áp suất hơi phân ly lên tƣơng ứng với yêu cầu. Nhƣ vậy, ta đã thu hồi đƣợc cả về nhiệt lƣợng lẫn về khối lƣợng bị lãng phí đồng thời giảm đƣợc lƣợng tiêu hao nhiên liệu. 101 KẾT LUẬN Luận văn đã trình bày phƣơng án thu hồi nhiệt thải tối ƣu nhằm tiết kiệm điện năng tiêu thụ cho doanh nghiệp. Đây là một vấn đề đang đƣợc quan tâm hiện nay do giá thành nhiên liệu biến động không ngừng làm ảnh hƣởng đến hoạt động sản xuất kinh doanh của các doanh nghiệp. Luận văn cũng trình bày cách tính toán và thiết kế các thiết bị thu hồi nhiệt thải sao cho phù hợp với điều kiện thực tế của doanh nghiệp khảo sát. Giá thành đầu tƣ của phƣơng án cuối cùng là 3,8 tỷ VNĐ. Với mức tiết kiệm chi phí điện năng hơn 900 triệu VNĐ mỗi năm thì sau 4,2 năm doanh nghiệp đã có thể hoàn vốn. Sau thời gian hoàn vốn, doanh nghiệp có thể dùng số tiền tiết kiệm để đầu tƣ cho các công nghệ khác để có thể hoạt động sản xuất hiệu quả hơn đáp ứng nhu cầu cạnh tranh trên thị trƣờng. Ngoài chi phí tiết kiệm đƣợc thì doanh nghiệp cũng đã góp phần làm giảm lƣợng phát thải khí CO2 – nguyên nhân chính dẫn đến tình trạng nóng dần lên của trái đất hiện nay. Bên cạnh phƣơng án đã nêu, luận văn trình bày một số tính toán về thiết bị ejector dùng để thu hồi nhiệt lƣợng hơi phân ly cung cấp cho các QTCN khác. Đây là một hƣớng phát triển của luận văn trong lĩnh vực thu hồi nhiệt thải cho các doanh nghiệp để tiết kiệm năng lƣợng. Từ những kết quả tính toán, luận văn đƣa ra một số nhận định về khả năng ứng dụng máy lạnh hấp thụ tại Việt Nam là vẫn còn hạn chế - nguyên nhân là do giá thành nhiên liệu khá cao. Nếu sử dụng các nhiên liệu rẻ tiền nhƣ trấu, than cám… hoặc sử dụng nguồn nhiệt thải để cấp nhiệt cho máy lạnh hấp thụ thì sẽ mang lại hiệu quả kinh tế hơn. 102 TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Hoàng Đình Tín, Lê Chí Hiệp (1997) – Nhiệt động lực học kỹ thuật – NXB Khoa học và Kỹ thuật. [2] Hoàng Đình Tín (2001) – Truyền nhiệt và tính toán thiết bị trao đổi nhiệt – NXB Khoa học và Kỹ thuật [3] Lê Chí Hiệp (2004) – Máy lạnh hấp thụ trong kỹ thuật điều hòa không khí - NXB ĐH Quốc Gia TP. HCM. [4] Lê Chí Hiệp (2007) – Kỹ thuật Điều hoà Không khí – NXB Khoa học và Kỹ thuật [5] Nguyễn Văn Tuyên (2007) – Giáo trình Tuabin hơi nước & Tuabin khí – NXB ĐH Quốc Gia TP. HCM. [6] Trần Thanh Kỳ (2006) – Máy lạnh - NXB ĐH Quốc Gia TP. HCM. [7] Bùi Hải, Dƣơng Đức Hồng, Hà Mạnh Thƣ (2001) – Thiết bị trao đổi nhiệt – NXB Khoa học và Kỹ thuật. [8] Nguyễn Thị Minh Trinh (2008) – Nghiên cứu sử dụng nhiệt thải từ các động cơ đốt trong của trạm phát điện Phú Quốc để sản xuất nước đá bằng máy lạnh hấp thụ (NH3 + H2O) – Luận văn thạc sĩ – ĐH Bách Khoa TP. HCM [9] Hoàng An Quốc (2004) – Xây dựng phần mềm thiết kế máy lạnh hấp thụ H2O – LiBr – Luận văn thạc sĩ – ĐH Bách Khoa TP. HCM [10] Keith E. Herold, Reinhard Radermacher, Sanford A. Klein (1995) - Absorption Chillers and Heat Pumps – CRC Press, New York. [11] Robert B. Power (1994) - Steam Jet Ejectors for the Process Industries – McGraw - Hill, New York. [12] Trung tâm Tiết kiệm Năng lƣợng TP. HCM (2009) – Báo cáo kiểm toán năng lượng Công ty TNHH Tae Kwang Vina Industrial. [13] Công ty TNHH Ecozen – Bảng báo giá. [14] 103 PHỤ LỤC 1 CHƢƠNG TRÌNH TÍNH TOÁN CHU TRÌNH MÁY LẠNH HẤP THỤ H20 – LiBr SINGLE EFFECT public static double to, tk, t1, t2, t2_1, t3, t3_2, t4, t5, t6, t7; public static double po, pk; public static double i1, i2, i2_1, i3, i3_2, i4, i5, i6, i7; public static double Cs, Cw; private void btTinh_toan_Click(object sender, EventArgs e) { double tc1, tc2, th1, tw1, Qo; tc1 = double.Parse(txt_tc1.Text); tc2 = double.Parse(txt_tc2.Text); th1 = double.Parse(txt_th1.Text); tw1 = double.Parse(txt_tw1.Text); Qo = double.Parse(txt_Qo.Text); //Nhiệt độ TNL sôi trong BBH to = tc2 - 3; //Áp suất bão hòa po po = tinh_ap_suat_TNL(to); //Đơn vị là bar po=po*1E5/133.3224; // Đổi sang mmHg //Nhiệt độ nƣớc giải nhiệt qua BHT double tw2 = tw1 + 3; //Nhiệt độ dung dịch loãng ra khỏi BHT t4 = tw2 + 4; //Nồng độ dung dịch loãng Cw = tinh_nong_do_dd(t4, to); //Nhiệt độ nƣớc giải nhiệt qua BN double tw3 = tw2; double tw4 = tw3 + 2; //Nhiệt độ ngƣng tụ TNL tk = tw4 + 4; 104 //Áp suất ngƣng tụ TNL pk = tinh_ap_suat_TNL(tk); pk = pk * 1E5 / 133.3224; // Đổi sang mmHg //Nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi BPS t6 = th1 - 5; //Nồng độ dung dịch đậm đặc Cs = tinh_nong_do_dd(t6, tk); //Bội số tuần hoàn: double a = Cs / (Cs - Cw); //Nồng độ trung gian, enthalpy điểm 2 double Ci = 0.5 * (Cw + Cs); t2 = tinh_nhiet_do_soi_dd(Ci, pk); i2 = tinh_enthalpy_hqn(pk, t2); //Nhiệt độ dung dịch đậm đặc ra khỏi HN t5 = t4 + 20; //Nhiệt độ dung dịch loãng bắt đầu sôi trong BPS t1 = tinh_nhiet_do_soi_dd(Cw, pk); //Enthalpy điểm 1, 2', 3'', 3, 4, 5, 6, 7 double i2_2,i3_1; //Ký hiệu 1, 2 sau dấu "_" là để chỉ số dấu phẩy tinh_enthalpy_TNL(tk, out i2_1, out i2_2); tinh_enthalpy_TNL(to, out i3_1, out i3_2); i1 = tinh_enthalpy_dd(Cw, t1); i3 = i2_1; i4 = tinh_enthalpy_dd(Cw, t4); i5 = tinh_enthalpy_dd(Cs, t5); i6 = tinh_enthalpy_dd(Cs, t6); i7 = i4 + (a - 1) * (i6 - i5) / a; //Năng suất lạnh đơn vị qo double qo = i3_2 - i3; //Lƣu lƣợng TNL double mr = Qo / qo; //Phụ tải nhiệt đơn vị của BPS double qh = i2 + (a - 1) * i6 - a * i7; 105 //Phụ tải nhiệt của BPS double Qh = mr * qh; //Năng suất giải nhiệt đơn vị của BN double qk = i2 - i2_1; //Năng suất giải nhiệt của BN double Qk = mr * qk; //Năng suất giải nhiệt đơn vị của BHT double qa = i3_2 + (a - 1) * i5 - a * i4; //Năng suất giải nhiệt của BHT double Qa = mr * qa; //Hệ số COP double COP = Qo / Qh; txt_Qa.Text = Qa.ToString(); txt_Qh.Text = Qh.ToString(); txt_Qk.Text = Qk.ToString(); txt_COP.Text = COP.ToString(); } private void button1_Click(object sender, EventArgs e) { Thong_so_cac_diem_dac_trung show = new Thong_so_cac_diem_dac_trung(); show.Show(); } private void Thong_so_cac_diem_dac_trung_Load(object sender, EventArgs e) { txt_c1.Text = Form1.Cw.ToString(); txt_c4.Text = Form1.Cw.ToString(); txt_c7.Text = Form1.Cw.ToString(); txt_c5.Text = Form1.Cs.ToString(); txt_c6.Text = Form1.Cs.ToString(); txt_p1.Text = Form1.pk.ToString(); txt_p2.Text = Form1.pk.ToString(); txt_p2_1.Text = Form1.pk.ToString(); txt_p6.Text = Form1.pk.ToString(); 106 txt_p7.Text = Form1.pk.ToString(); txt_p3.Text = Form1.po.ToString(); txt_p3_2.Text = Form1.po.ToString(); txt_p4.Text = Form1.po.ToString(); txt_p5.Text = Form1.po.ToString(); txt_t1.Text = Form1.t1.ToString(); txt_t2.Text = Form1.t2.ToString(); txt_t2_1.Text = Form1.tk.ToString(); txt_t3.Text = Form1.to.ToString(); txt_t3_2.Text = Form1.to.ToString(); txt_t4.Text = Form1.t4.ToString(); txt_t5.Text = Form1.t5.ToString(); txt_t6.Text = Form1.t6.ToString(); txt_i1.Text = Form1.i1.ToString(); txt_i2.Text = Form1.i2.ToString(); txt_i2_1.Text = Form1.i2_1.ToString(); txt_i3.Text = Form1.i3.ToString(); txt_i3_2.Text = Form1.i3_2.ToString(); txt_i4.Text = Form1.i4.ToString(); txt_i5.Text = Form1.i5.ToString(); txt_i6.Text = Form1.i6.ToString(); txt_i7.Text = Form1.i7.ToString(); } 107 PHỤ LỤC 2 CHƢƠNG TRÌNH CON TÍNH TOÁN CÁC THÔNG SỐ NHIỆT ĐỘNG //Tính áp suất bão hòa của tác nhân lạnh public static double tinh_ap_suat_TNL(double nhiet_do)//Đơn vị bar / độ C { double kq; double log_p; double ap_suat;//Đơn vị bar if (nhiet_do < 5) { log_p = 10.5380997 - 2663.91 / (nhiet_do + 273.15); ap_suat = Math.Pow(10, log_p) * 0.001; } else { log_p = 28.59051 - 8.2 * Math.Log10(nhiet_do + 273.15) + 0.0024804 * (nhiet_do + 273.15) - 3142.31 / (nhiet_do + 273.15); ap_suat = Math.Pow(10, log_p); } kq = ap_suat; return kq; } //Tính enthalpy của dung dịch public static double tinh_enthalpy_dd(double nong_do, double nhiet_do) { double enthalpy=0; double[,] heso = new double[6, 3]{{1.134125,4.124891,5.743693*1E-4},{- 4.80045/10,-7.643903/100,5.870921/100000}, {-2.161438/1000,2.589577/1000,-7.375319/1000000},{2.336235/10000,- 9.500522/100000,3.277592/10000000},{-1.188679/100000,1.708026/1000000,- 6.062304/1000000000}, {2.291532*1E-7,-1.102363*1E-8,3.901897*1E-11}}; for (int j = 0; j < 3; j++) { for (int i = 0; i < 6; i++) { double number = heso[i, j]; enthalpy += number * Math.Pow(nong_do, i) * Math.Pow(nhiet_do, j); } } 108 return enthalpy; } //Tính nhiệt độ bão hòa tác nhân lạnh public static double tinh_nhiet_do_bh_TNL(double ap_suat)//Đơn vị oC,bar { double nhiet_do = 0; ap_suat = ap_suat / 10; if (ap_suat < 12.33) nhiet_do = 42.6776 - 3892.7 / (Math.Log(ap_suat, Math.E) - 9.48654); else nhiet_do = -387.592 - 12587.5 / (Math.Log(ap_suat, Math.E) - 15.2578); nhiet_do = nhiet_do - 273.15; return nhiet_do; } //Tính enthalpy ở trạng thái bão hòa của TNL public static void tinh_enthalpy_TNL(double nhiet_do,out double enthalpy_long,out double enthalpy_hoi) { enthalpy_hoi = enthalpy_long = 0; nhiet_do = nhiet_do + 273.15; double number_1 = 0, number_2 = 0; double[] heso_a = new double[8] { 8.839230108 * 1E-1, -2.67172935, 6.22640035, - 13.1789573, -1.91322436, 68.7937653, -1.24819906 * 1E2, 72.1435404 }; double[] heso_b = new double[8] { 4.57874342 * 1E-1, 5.08441288, -1.48513244, - 4.81351884, 2.69411782, -7.39064542, 10.4961689, -5.46840036 }; double heso_TR = (647.3 - nhiet_do) / 647.3; for (int i = 1; i < 8; i++) { number_1 += heso_a[i] * Math.Pow(heso_TR, i); } enthalpy_long = (number_1+heso_a[0]) * 2099.3; for (int j = 3; j < 8; j++) { number_2 += heso_b[j] * Math.Pow(heso_TR, j - 2); } enthalpy_hoi = (number_2+1 + heso_b[0] * Math.Pow(heso_TR, 1.0 / 3) + heso_b[1] * Math.Pow(heso_TR, 5.0 / 6) + heso_b[2] * Math.Pow(heso_TR, 7.0 / 8)) * 2099.3; } 109 //Tính nhiệt độ sôi của dung dịch public static double tinh_nhiet_do_soi_dd(double nong_do, double ap_suat) { double A,B,D, E, F, N; double nhiet_do = 0; ap_suat = ap_suat * 0.0193367136; A = -2.00755 + 0.16976 * nong_do - 3.133362 * 1E-3 * nong_do * nong_do + 1.97668 * 1E-5 * nong_do * nong_do * nong_do; B = 321.128 - 19.322 * nong_do + 0.374382 * nong_do * nong_do - 2.0637 * 1E-3 * nong_do * nong_do * nong_do; D = -2886.373; E = -337269.46; F = 6.21147; N = Math.Log10(ap_suat); double ngoac = (-2 * E / (D + Math.Pow((Math.Pow(D, 2) - 4 * (F - N) * E), 0.5))) - 459.72; nhiet_do = A * ngoac + B; nhiet_do = 5 * (nhiet_do - 32) / 9; return nhiet_do; } //Tính nồng độ dung dịch public static double tinh_nong_do_dd(double nhiet_do_soi_dd, double nhiet_do_bh_TNL) { double nong_do = 0; double[] heso = new double[8] { 0.5362, 2.103 * 1E-4, -0.1335, 7.7844 * 1E-4, 4.7942 * 1E-3, -7.4752 * 1E-5, -4.5258 * 1E-5, 6.1135 * 1E-7 }; double delta = nhiet_do_soi_dd - nhiet_do_bh_TNL; nong_do = 38.3893 + heso[0] * delta + heso[1] * delta * delta + heso[2] * nhiet_do_bh_TNL + heso[3] * nhiet_do_bh_TNL * nhiet_do_bh_TNL + heso[4] * delta * nhiet_do_bh_TNL + heso[5] * delta * delta * nhiet_do_bh_TNL + heso[6] * delta * nhiet_do_bh_TNL * nhiet_do_bh_TNL + heso[7] * delta * delta * nhiet_do_bh_TNL * nhiet_do_bh_TNL; return nong_do; } //Tính enthalpy của hơi quá nhiệt public static double tinh_enthalpy_hqn(double ap_suat, double nhiet_do) { double enthalpy; double[] n0 = new double[9]; 110 n0[0] = -0.969276865002 * 1E1; n0[1] = 0.10086655968018 * 1E2; n0[2] = -0.56087911283020 * 1E-2; n0[3] = 0.71452738081455 * 1E-1; n0[4] = -0.40710498223928; n0[5] = 0.14240819171444 * 1E1; n0[6] = -0.43839511319450 * 1E1; n0[7] = -0.28408632460772; n0[8] = 0.21268463753307 * 1E-1; double[] J0 = new double[9]; J0[0] = 0; J0[1] = 1; J0[2] = -5; J0[3] = -4; J0[4] = -3; J0[5] = -2; J0[6] = -1; J0[7] = 2; J0[8] = 3; double[] n = new double[43]; n[0] = -0.17731742473213 * 1E-2; n[1] = -0.17834862292358 * 1E-2; n[2] = -0.45996013696365 * 1E-1; n[3] = -0.57581259083432 * 1E-1; n[4] = -0.50325278727930 * 1E-1; n[5] = -0.33032641670203 * 1E-4; n[6] = -0.18948987516315 * 1E-3; n[7] = -0.39392777243355 * 1E-2; n[8] = -0.43797295650573 * 1E-1; n[9] = -0.26674547914087 * 1E-4; n[10] = 0.20481737692309 * 1E-7; n[11] = 0.43870667284435 * 1E-6; n[12] = -0.32277677238570 * 1E-4; n[13] = -0.15033924542148 * 1E-2; n[14] = -0.40668253562649 * 1E-1; n[15] = -0.78847309559367 * 1E-9; n[16] = 0.12790717852285 * 1E-7; n[17] = 0.48225372718507 * 1E-6; n[18] = 0.22922076337661 * 1E-5; n[19] = -0.16714766451061 * 1E-10; n[20] = -0.21171472321355 * 1E-2; n[21] = -0.23895741934104 * 1E2; n[22] = -0.59059564324270 * 1E-17; 111 n[23] = -0.12621808899101 * 1E-5; n[24] = -0.38946842435739 * 1E-1; n[25] = 0.11256211360459 * 1E-10; n[26] = -0.82311340897998 * 1E1; n[27] = 0.19809712802088 * 1E-7; n[28] = 0.10406965210174 * 1E-18; n[29] = -0.10234747095929 * 1E-12; n[30] = -0.10018179379511 * 1E-8; n[31] = -0.80882908646985 * 1E-10; n[32] = 0.10693031879409; n[33] = -0.33662250574171; n[34] = 0.89185845355421 * 1E-24; n[35] = 0.30629316876232 * 1E-12; n[36] = -0.42002467698208 * 1E-5; n[37] = -0.59056029685639 * 1E-25; n[38] = 0.37826947613457 * 1E-5; n[39] = -0.12768608934681 * 1E-14; n[40] = 0.73087610595061 * 1E-28; n[41] = 0.55414715350778 * 1E-16; n[42] = -0.94369707241210 * 1E-6; double[] J = new double[43]; J[0] = 0; J[1] = 1; J[2] = 2; J[3] = 3; J[4] = 6; J[5] = 1; J[6] = 2; J[7] = 4; J[8] = 7; J[9] = 36; J[10] = 0; J[11] = 1; J[12] = 3; J[13] = 6; J[14] = 35; J[15] = 1; J[16] = 2; J[17] = 3; J[18] = 7; J[19] = 3; J[20] = 16; J[21] = 35; 112 J[22] = 0; J[23] = 11; J[24] = 25; J[25] = 8; J[26] = 36; J[27] = 13; J[28] = 4; J[29] = 10; J[30] = 14; J[31] = 29; J[32] = 50; J[33] = 57; J[34] = 20; J[35] = 35; J[36] = 48; J[37] = 21; J[38] = 53; J[39] = 39; J[40] = 26; J[41] = 40; J[42] = 58; double[] I = new double[43]; I[0] = 1; I[1] = 1; I[2] = 1; I[3] = 1; I[4] = 1; I[5] = 2; I[6] = 2; I[7] = 2; I[8] = 2; I[9] = 2; I[10] = 3; I[11] = 3; I[12] = 3; I[13] = 3; I[14] = 3; I[15] = 4; I[16] = 4; I[17] = 4; I[18] = 5; I[19] = 6; I[20] = 6; 113 I[21] = 6; I[22] = 7; I[23] = 7; I[24] = 7; I[25] = 8; I[26] = 8; I[27] = 9; I[28] = 10; I[29] = 10; I[30] = 10; I[31] = 16; I[32] = 16; I[33] = 18; I[34] = 20; I[35] = 20; I[36] = 20; I[37] = 21; I[38] = 22; I[39] = 23; I[40] = 24; I[41] = 24; I[42] = 24; ap_suat = ap_suat * 133.3224 / 1000000; //Đơn vị mmHg nhiet_do = nhiet_do + 273.15; double p0 = 1; double T0 = 540; double ti_so_ap_suat = ap_suat / p0; double ti_so_nhiet_do = T0 / nhiet_do; double delta0 = 0; for (int i = 0; i <= 8; i++) { delta0 = delta0 + n0[i] * J0[i] * Math.Pow(ti_so_nhiet_do, J0[i] - 1); } double delta = 0; for (int i = 0; i <= 42; i++) { delta = delta + n[i] * J[i] * Math.Pow(ti_so_ap_suat, I[i]) * Math.Pow((ti_so_nhiet_do - 0.5), (J[i] - 1)); } double R = 0.461526; enthalpy = R * nhiet_do * ti_so_nhiet_do * (delta + delta0); return enthalpy; } 114 PHỤ LỤC 3 MÁY LẠNH HẤP THỤ EBARA Chu trình máy lạnh hấp thụ Single Effect cấp nhiệt bằng nước nóng 115 Kích thước và chi tiết máy lạnh hấp thụ 116 PHỤ LỤC 4 THÁP GIẢI NHIỆT LIANG CHI Model LRC - H Water flow rate Dimensions Driving Equipment Width Length Height Power Fan Dia. Air Volume W L H H1 H2 H3 l/min mm mm mm mm mm mm HP mm m 3 /min/Cell 200 – C2 5200 3180 4970 3730 880 2850 520 7,5x2 1800 1340 200 – C4 10400 3180 9790 3730 880 2850 520 7,5x4 1800 1340 Model LRC-H Dry weight Operating Weight Tower Head Piping Dimensions kg kg m Inlet Outlet Drain Overflow Auto Make-up Manual Make-up 200-C2 1960 5560 3.8 5B(125A) x4 8B(200A) x2 2B(50A) x2 2B(50A) x2 1¼B(32A)x2 200-C4 3820 11020 3.8 5B(125A) x8 8B(200A) x4 2B(50A) x4 2B(50A) x4 1¼B(32A)x4 117 PHỤ LỤC 5 BƠM EBARA  Bơm 3M Đặc tuyến của bơm SPECIFICATIONS • Maximum working pressure: 10 bar • Liquid temperature: from –10°C to +110°C • 110° C for H version TECHNICAL DATA • Asincronous 2 and 4 poles motor • Insulation class F • Protection degree IP55 • 1~230±10% • 3~230/400V ± 10% 50Hz up to 4kW included, 400/690V ±10% above • Thermal protection to be provided by the user 118 Kích thước bơm 119  Bơm MMD4 Kích thước bơm SPECIFICATIONS • Maximum working pressure: 10 bar • Maximum liquid temperature: 90°C (MD) -10°C÷+130°C (MMD) MMD4 125-200/7.5 R TECHNICAL DATA • Asincronous 2 and 4 poles motor • Insulation class F • Protection degree IP55 (MD), IP54 (MMD) • 1~230V ± 10% 50Hz, 3~230/400V ±10% 50Hz up to 4kW included, 400/690V ± 10% above • Permanent split capacitor and automatic thermal overload protection for single-phase version • Thermal protection to be provided by the user for three-phase version