View
13
Download
0
Category
Preview:
Citation preview
TRƯỜNG ĐẠI HỌC HÀNG HẢI VIỆT NAM
KHOA CÔNG TRÌNH
THUYẾT MINH
ĐỀ TÀI NCKH CẤP TRƯỜNG
ĐỀ TÀI
NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP MÔ PHỎNG VÀ ĐÁNH GIÁ
DAO ĐỘNG CỦA TUA BIN ĐIỆN GIÓ NỔI NGOÀI KHƠI
DẠNG TRỤ NEO
Chủ nhiệm đề tài: ThS. NGUYỄN XUÂN HÒA
Thành viên tham gia: ThS. TÔ NGỌC MINH PHƯƠNG
ThS. VŨ THỊ KHÁNH CHI
Hải Phòng, tháng4/2016
MỤC LỤC
MỞ ĐẦU ............................................................................................................... 1
1. Tính cấp thiết của vấn đề nghiên cứu ............................................................ 1
2. Tổng quan về tình hình nghiên cứu thuộc lĩnh vực đề tài ............................. 2
3. Mục tiêu, đối tượng, phạm vi nghiên cứu ...................................................... 3
4. Phương pháp nghiên cứu, kết cấu của công trình nghiên cứu ....................... 3
5. Kết quả đạt được của đề tài ............................................................................ 3
CHƯƠNG 1 TỔNG QUAN VỀ TUA BIN ĐIỆN GIÓ NỔI NGOÀI KHƠI
DẠNG TRỤ ĐỨNG .............................................................................................. 5
1.1 Tua bin điện gió nổi ngoài khơi (FOWT) ................................................ 5
1.2 Phân loại qua bin điện gió ngoài khơi ...................................................... 6
1.3 Cấu tạo thân tua bin điện gió .................................................................... 7
1.4 Cấu tạo hộp máy ..................................................................................... 10
1.5 Cấu tạo cánh quạt tua bin ....................................................................... 11
1.6 Cấu tạo hệ dây neo .................................................................................. 15
CHƯƠNG 2 XÂY DỰNG MÔ HÌNH SỐ TUA BIN ĐIỆN GIÓ NỔI NGOÀI
KHƠI ................................................................................................................... 18
2.1. Xây dựng mô hình tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng trụ đứng ........... 18
2.2. Điều khiển dao động hệ ............................................................................ 21
2.2.1. Thiết lập và mô phỏng các bộ điều khiển dao động ........................... 21
2.2.2. Mô phỏng hệ tua bin điện gió nổi dạng trụ có nhiều bộ điều khiển dao
động ............................................................................................................... 22
2.3. Tải trọng tác dụng lên hệ ........................................................................... 23
2.3.1. Tải trọng khí động và trọng lực .......................................................... 23
2.3.2. Tải trọng thủy tĩnh .............................................................................. 25
2.3.3. Tải trọng thủy động lực ....................................................................... 26
2.4. Phương trình dao động của hệ .................................................................. 28
2.5. Phương trình sóng ..................................................................................... 29
CHƯƠNG 3 KẾT QUẢ XÂY DỰNG MÔ HÌNH MÔ PHỎNG ....................... 31
3.1. Các kết quả mô phỏng số .......................................................................... 31
3.2. Kết quả thực nghiệm ................................................................................. 33
3.2.1. Tua bin điện gió dạng trụ lắp đặt 1 bộ điều khiển trong trụ nổi và các
giá trị To, ωs, 2d, sd biến thiên ..................................................................... 33
3.2.2. Tua bin dạng trụ có bộ điều khiển dao động trong hộp máy và trong
móng nổi có ωn biến thiên ............................................................................. 37
3.2.3. Tua bin điện gió dạng trụ neo có nhiều bộ điều khiển trong móng nổi
và/hoặc trong hộp máy với các giá trị ωnj, ωnk thay đổi ............................. 38
KẾT LUẬN ......................................................................................................... 42
TÀI LIỆU THAM KHẢO ................................................................................... 44
PHỤ LỤC ............................................................................................................ 46
DANH SÁCH BẢNG BIỂU
Bảng 1:Bảng thống kê thông số kỹ thuật của mô hình OC3-Hywind .................. 8
Bảng 2: Thông số kỹ thuật của tua bin NREL 5-MW ........................................ 10
Bảng 3: Thông số kỹ thuật của dây neo tua bin dạng trụ đứng .......................... 16
Bảng 4: Các thông số kỹ thuật cơ bản của hệ ..................................................... 32
Bảng 5: Chuyển vị RMS của hệ khi lắp bộ điều khiển trong thân móng nổi ..... 34
Bảng 6:Chuyển vị cực đại của hệ khi lắp bộ điều khiển trong thân móng nổi .. 34
Bảng 7: Các trương hợp tân số cài đặt săn trong bộ điều khiển ......................... 38
Bảng 8: Biên độ của bộ điều khiển và hiệu quả giảm biên độ RMS và biên độ
cực đại do hệ lắp nhiều bộ điều khiển dao động ................................................. 39
DANH SÁCH HÌNH ẢNH
Hình 1: Các dạng chân đế của tổ hơp đơn tua-bin, (a) Trụ, (b) Neo đứng (TLP)
và (c) Sà lan ........................................................................................................... 7
Hình 2: Cấu tạo điển hình tua bin điện gió nổi dạng trụ neo ................................ 8
Hình 3: Các bậc tự do khi xét đến dao động của tua bin điện gió ........................ 9
Hình 4:Mô hình tua bin điện gió nổi ngoài khơi OC3-Hywind SB .................... 10
Hình 5: Hệ số Reynolds phân bố theo chiều dài cánh tua bin ............................ 12
Hình 6: Mặt cắt cánh quạt tua bin trong trương hợp tỉ số r/R=0.7 ..................... 12
Hình 7: Hệ số lực đẩy CT và CP của mô hình tính toán so với mô hình thực tế đã
lắp đặt .................................................................................................................. 13
Hình 8: Hình mô tả diện phân bố khí động học .................................................. 14
Hình 9: Hệ số CT và CP khi tính toán bằng ReFRESCO và công trình tua bin
lắp đặt thực tế ...................................................................................................... 15
Hình 10: Hình dạng dây neo ứng với các trương hợp tải trọng ngang khác nhau
tại vị trí buộc neo vào thân trụ nổi. ..................................................................... 17
Hình 11: Mô hình tính toán tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng trụ đứng ....... 18
Hình 12: Mô hình tính cánh quạt tua bin ............................................................ 20
Hình 13: Mô hình lắp đặt bộ điều khiển dao động trong hộp máy và thân trụ nổi
............................................................................................................................. 22
Hình 14: Cao độ mặt biển mô phỏng, vận tốc mặt biển và vận tốc theo phương
ngang và gia tốc ................................................................................................... 33
Hình 15: Ảnh hương của vị trí lắp đặt bộ điều khiển theo phương đứng lên phản
ứng của hệ ........................................................................................................... 35
Hình 16: Ảnh hương của tỉ số khối lượng của bộ điều khiển và toàn bộ hệ lên
phản ứng của hệ ................................................................................................... 35
Hình 17: Đánh giá phản ứng của hệ không lắp bộ điều khiển dao động và hệ có
lắp bộ điều khiển dao động ................................................................................. 36
Hình 18: Đánh giá phản ứng của hệ không lắp bộ điều khiển dao động và hệ có
lắp 01 bộ điều khiển dao động trong hộp máy và 01 bộ điều khiển dao động
trong thân móng nổi ............................................................................................ 38
Hình 19: Ảnh hương của tỉ số khối lượng lên hiệu quả của hệ điều khiển ......... 39
Hình 20: Phản ứng của hệ không lắp bộ điều khiển và hệ lắp nhiều bộ điều khiển
trong thân móng nổi ............................................................................................ 41
DANH SÁCH THUẬT NGỮ, CHỮ VIẾT TẮT
Chữ viết tắt Trang Chữ viết tắt, chữ đây đủ, nghĩa, chữ của từ
Trang 1
MỞ ĐẦU
1. Tính cấp thiết của vấn đề nghiên cứu
Khai thác, sản xuất và tiêu thụ năng lượng có nguồn gốc hóa thạch (dâu mỏ,
than đá) là các nguyên nhân chính làm tăng lượng khí nhà kính dẫn đến biến đổi khí
hậu - một mối nguy của toàn câu, nhưng nhu câu về năng lượng lại ngày càng tăng
nhanh. Trong khi đó, các nguồn năng lượng hóa thạch đang cạn dân và có tác động
mạnh đến môi trương, các nguồn thủy điện thì rất nhạy cảm với hệ sinh thái và thiên
tai như lũ lụt và động đất. Năng lượng hạt nhân thì có nhiều nguy cơ mất an toàn và
thiếu biện pháp dài hạn cho các chất thải hạt nhân. Vì thế, công nghệ năng lượng ơ các
nước tiên tiến hiện nay đang chuyển dân sang các nguồn tái tạo và sạch như mặt trơi,
gió, khí sinh học, sóng và thủy triều. Trong đó, khai thác điện từ gió và mặt trơi là các
công nghệ năng lượng tái tạo phát triển nhanh nhất.Khai thác năng lượng từ gió dương
như là khả thi và đáng tin cậy nhất ơ nhiều nước với tỷ lệ phát triển hàng năm khoảng
25-30%.Công nghiệp điện gió với tốc độ đâu tư và phát triển công nghệ có thể cung
cấp tới 12% nhu câu về điện của toàn câu vào năm 2050. Hơn nữa, điện gió cũng đóng
góp lớn cho giảm thiểu khí nhà kính, dự báo sẽ làm giảm 0.5 tỷ tấn CO2 (9.2%) vào
năm 2020 và làm giảm 3 tỷ tấn CO2 (7.8%) vào năm 2050.
Tại một số quốc gia, khai thác điện từ các tua-bin gió trên bơ đã gân tới mức
giới hạn về mật độ. Đồng thơi, các tua-bin gió trên bơ có một số tác động xấu tới môi
trương như cản trơ tâm nhìn và gây tiếng ồn với tân số thấp, nên ngày càng khó khăn
trong việc tìm kiếm các địa điểm xây dựng mới.Trong khi đó, việc đặt các tua-bin gió
ngoài khơi ít ảnh hương tới tâm nhìn và tiếng ồn đồng thơi có nguồn gió ít nhiễu động
hơn, vì thế có thể tăng tốc độ vòng quay và chiều dài cánh quạt gió.Tuy nhiên, với
công nghệ hiện nay thì giá thành của công trình và việc lắp dựng các tua-bin gió ngoài
khơi còn khá cao, và phụ thuộc chủ yếu vào độ sâu nước biển và khoảng cách từ
bơ.Phân kết cấu móng, lắp dựng và kết nối lưới điện chiếm phân lớn trong giá thành
công trình tua-bin điện gió ngoài khơi. Mặc dù vậy, điện năng do tua-bin điện gió
ngoài khơi sản xuất có thể cao hơn 50% so với cùng tua-bin ơ vị trí trên bơ do vận
tốc gió cao và ổn định hơn. Theo thống kê, các tua bin-gió ngoài khơi chiếm khoảng
1.8% tổng công suất lắp đặt nhưng sản xuất ra 3.3% tổng sản lượng điện năng trong
năm 2006. Vì vậy, phát triển các tua-bin ơ ngoài khơi là định hướng chiến lược của
Trang 2
công nghiệp sản xuất điện từ gió.
Dựa vào số liệu của 8000 vị trí với vận tốc gió ơ độ cao 80 m, một bộ bản đồ
gió toàn câu đã được xây dựng, và đã xác định được các vùng có tiềm năng khai thác
điện từ gió, trong đó có vùng biển ngoài khơi Việt Nam, Trung Quốc và Nhật Bản.
Đồng thơi, bộ bản đồ cũng xác định được nhiều vùng biển sâu gân bơ có có tiềm năng
lớn về điện gió như Mỹ, bơ tây của phía nam châu Phi, Tây Ban Nha, Na-Uy, Nhật
Bản, Ấn Độ và vùng biển phía đông nước Úc. Việc xây dựng các nhà máy điện gió
ngoài khơi cũng khả thi bơi vị các bộ phận của tua-bin gió có thể vận chuyển bằng xà-
lan hoặc tàu biển tới địa điểm lắp dựng.Nhà máy điện gió trên bơ thương chỉ có tổng
công suất dưới 50 MW nhưng tổng công suất của một nhà máy điện gió ngoài khơi có
thể hơn 100 MW.Móng, kết nối lưới điện và bảo trì khi vận hành là các thách thức
hiện nay của điện gió ngoài khơi. Giá thành của tua-bin điện gió ngoài khơi có chân đế
ngàm cứng ơ đáy biển thương tăng theo độ sâu của nước, vì thế các loại chân đế này
thương không kinh tế ơ các vùng biển sâu hơn. Bơi vậy, với các vùng biển xa bơ và
sâu thì các tua-bin có chân để nổi có hiệu quả kinh tế và hợp lý nhất.Các chân đế nổi
cho tua-bin điện gió có thể thừa hương nhiều công nghệ từ công nghiệp dâu khí ngoài
khơi.Để giảm thiểu dao động dịch chuyển, các chân đế nổi thương có kích thước lớn
và trọng lượng của nó cũng lớn hơn nhiều so với trọng lượng của kết cấu tua-
bin.Chính vì vậy, có thể lắp dựng các tua-bin có công suất lớn, từ 5 đến 10 MW, để
giảm thiểu giá thành sản xuất điện. Một báo cáo gân đây của Ủy ban Năng lượng quốc
tế (International Energy Agency, IEA) đã chỉ ra rằng năng lượng gió ngoài khơi là một
trong các công nghệ năng lượng tái tạo có nhiều hứa hẹn nhưng mới chỉ phát triển ơ
một mức độ nào đó.
2. Tổng quan về tình hình nghiên cứu thuộc lĩnh vực đề tài
Nhiều thiết kế sơ bộ của tổ hợp tua-bin điện gió nổi đã được thực hiện cho tua
bin điện gió nổi ngoài khơi nhằm tính toán các chỉ tiêu kinh tế-kỹ thuật của việc sản
xuất điện năng từ gió. Các thiết kế đó đã khảo sát các vấn đề về pháp lý, tác động đến
môi trương, chế tạo, lắp dựng và vận hành. Tuy nhiên, có ít nghiên cứu tìm hiểu về
điều khiển dao động của tua bin điện gió dạng trụ trong điều kiện tải trọng đồng thơi
của gió-sóng-tua bin vận hành. Nghiên cứu này dựa trên kết quả các nghiên cứu trước
về mô phỏng thân móng nổi, mô phỏng hệ dây neo, tính toán tải trọng tác dụng lên hệ,
Trang 3
đánh giá phản ứng của tua bin khi chịu tải trọng gió-sóng và tải trọng gây ra do quá
trình vận hành của tua bin và kết quả nghiên cứu điều khiển dao động của Tiến sĩ Đinh
Văn Nguyên, dựa trên các kết quả nghiên cứu đã thực hiện và sự trao đổi với các chủ
nhiệm các nghiên cứu trên, tác giả tiến hành thu thập số liệu và thực hiện nghiên cứu
này. Nghiên cứu này nhằm mục đích tổng hợp các nghiên cứu đã thực hiện, đề ra
phương hướng nghiên cứu trong đề tài luận án tiến sĩ của tác giả.
3. Mục tiêu, đối tượng, phạm vi nghiên cứu
- Đôi tương nghiên cưu: phương pháp xây dựng mô hình số của tua bin điện gió
nổi ngoài khơi lắp đặt các bộ điều khiển dao động tại hộp máy và tại thân móng nổi.
- Pham vi nghiên cưu: Tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng trụ đứng (SPAR –
TYPE)
4. Phương pháp nghiên cứu, kết cấu của công trình nghiên cứu
Nghiên cứu thống kê số liệu và tổng hợp các nghiên cứu thực hiện trước
5. Kết quả đạt được của đề tài
- Đối với chuyên ngành:
Nghiên cứu này nhằm mục đích mô tả phản ứng của với điều kiện làm việc và
rút ra kinh nghiệm xây dựng mô hình thực nghiệm để tăng cương sự hiểu biết về phản
ứng động lực học của tua bin điện gió nổi ngoài khơi dưới tác dụng của sóng, gió, tua
bin làm việc trong môi trương nước sâu.
- Đối với việc hình thành các chủ trương và chính sách nhà nước:
Nghiên cứu góp phân tăng cương hiểu biết về công trình tua bin điện gió nổi
ngoài khơi. Điều này giúp cho các nhà chính sách trong việc hoạch định chính sách
năng lượng của từng quốc gia có nguồn tài nguyên điện gió.
- Phương pháp mới:
Nghiên cứu sử dụng phương pháp toán để tiến hành mô phỏng và đánh giá phản
ứng động lực học của công trình tua bin điện gió nổi dạng trụ trong điều kiện khí hậu
và môi trương biển nước sâu.
- Tri thức sẽ rút ra được từ công trình nghiên cứu:
Trang 4
Những nghiên cứu mô tả trong đề cương này sẽ cung cấp nền tảng để hiểu biết
về tua bin điện gió nổi dạng trụ có ảnh hương đến xác định phản ứng của toàn bộ hệ
dao động.
Trang 5
CHƯƠNG 1
TỔNG QUAN VỀ TUA BIN ĐIỆN GIÓ NỔI NGOÀI KHƠI DẠNG
TRỤ ĐỨNG
1.1 Tua bin điện gió nổi ngoài khơi (FOWT)
Đối với tua bin điện gió nổi ngoài khơi, góc nghiêng cánh quạt và mô men xoắn
khi sản xuất điện năng được giả thiết để nhằm mục đích cải thiện sự tắt dân dao động
và xác định tải trọng lên móng nổi [1,2,3]. Mặc dù các giả thiết trên có hiệu quả trong
một số mặt, các giả thiết trên vẫn tồn tại nhược điểm là tăng bước của bộ dẫn động
cánh sử dụng, thay đổi năng lượng hệ và tăng tải trọng mỏi gây ra lên cánh quạt và tải
trọng cực đại lên một số dạng tua bin do tải trọng giả thiết tương đối lớn [4]. Vì vậy,
biện pháp điều khiển dao động có thể là phương pháp thay thế cho việc giả thiết tải
trọng trên.
Hiện nay, một công cụ mô phỏng mới giúp có khả năng mô phỏng điều khiển
dao động bị động, điều khiển dao động bán chủ động, điều khiển dao động chủ động
trong tua bin điện gió bao gồm cả tua bin điện gió nổi ngoài khơi [5]. Hai thành phân
riêng biệt, bộ điều khiển dao động một bậc tự do được kết hợp vào phiên bản điều
chỉnh lại trong phân mềm mô phỏng FAST. Qua đó, độ cứng, lực cản và lực điều
khiển của mỗi bộ điều khiển dao động được được vào code của FAST. Điều khiển bị
động và điều khiển chủ động đã được ứng dụng trong tua bin điện gió nổi ngoài khơi
dạng móng sà lan [4].
Đối với tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng móng trụ nổi, hộp máy và dao
động hộp máy trong điều kiện vận hành được coi là một miếng cứng, tải trọng sóng
kích thích dao động của hệ [6]. Chuyển vị tương đối của hộp máy so với thân móng
nổi gây ra mô men, lực cắt và tải trọng mỏi lên thân tháp. Vì vậy, việc giảm tịnh tiến
tương đối của hộp máy và chuyển vị tịnh tiến và chuyển vị xoay của thân móng nổi
[19]. Hơn nữa, dao động của cánh quạt, hộp máy, tháp và thân móng nổi được mô
phỏng kết hợp là các bậc tự do được xem xét toàn bộ các thành phân liên quan đến lực
quán tính, vật liệu đàn hồi. Bên cạnh đó, dao động của bộ điều khiển dao động cũng
được xem xét khi lắp vào hộp máy hay thân móng nổi. Nghiên cứu này mô phỏng theo
một nghiên cứu khác bằng cách đặt các bộ điều khiển dao động và hộp máy và thân
móng nổi để điều khiển dao động của hộp máy, điều khiển dao động của thân móng
Trang 6
nổi và phát triển thuật toán cho hệ có điều khiển và không điều khiển của toàn bộ hệ
tua bin điện gió nổi dạng móng trụ nổi sử dụng phương trình Euler-Lagrange.
1.2 Phân loại qua bin điện gió ngoài khơi
Có hai loại tổ hợp tua-bin điện gió nổi ngoài khơi, là tổ hợp đơn tua-bin và tổ
hợp đa tua-bin. Một số thiết kế trước đây đã đề xuất tổ hợp gồm nhiều tua-bin đặt trên
một chân đế nổi có kích thước lớn để giảm tỷ lệ giữa chiều cao đón gió và chiều rộng
của chân đế nổi, nhằm giảm dịch chuyển của chân đế và cũng để tăng hiệu quả kinh tế
vì chỉ cân một hệ thống neo giữ. Tuy nhiên dạng tổ hợp này có tải trọng lớn do sóng
biển và dòng chảy tác dụng lên chân đế, đồng thơi các tua-bin phải chịu nhiều
gió nhiễu động do hoạt động của các tua-bin khác trong cùng tổ hợp nên điện năng sản
xuất và tuổi thọ tua-bin bị giảm. Vì vậy, tổ hợp đơn tua-bin trên chân đế nổi thích hợp
hơn cho điện gió ngoài khơi.
Có ba dạng chân đế nổi là dạng trụ (spar, S), neo đứng (tension-leg, TLP) và sà
lan (barge, B) như Hình 1. Chân đế trụ gồm một hình trụ có mớn nước sâu, dùng neo
võng (catenary) hoặc neo căng (taut), và ổn định nhơ ballat bằng cách hạ khối tâm
xuống dưới tâm nổi (ballat là vật liệu có trọng lượng riêng lớn đặt tại phân đáy trụ).
Chân đế neo đứng ổn định nhơ cân bằng của các dây neo căng chịu kéo và lực đẩy nổi
dư tác dụng lên chân đế. Chân đế sà lan thương được neo bằng dây neo dạng võng và
ổn định nhơ diện tích choán mặt nước.
Việc lựa chọn loại tổ hợp tua-bin nổi cho điện gió ngoài khơi dựa vào vị trí lắp
đặt và các điều kiện làm việc như độ sâu đáy biển, các yếu tố môi trương như vận tốc
gió, sóng biển và thủy triều, khoảng cách tới bơ, và các đặc tính của đáy biển, như mô
tả ơ Hình 1. Một tổ hợp tua-bin nổi thương gồm hệ neo (dây neo, vật nặng và neo),
chân đế, tháp trụ, cánh quạt, động cơ, hộp số, bánh răng tốc độ cao, bánh răng tốc độ
thấp, bộ phát điện, bộ điều khiển, cơ cấu điều chỉnh góc nghiêng và hướng đón gió, hệ
thống thủy lực và làm nguội. Mỗi một dạng chân đế của tổ hợp đơn tua-bin đều có ưu
điểm, nhược điểm và điều kiện làm việc riêng biệt. Tua-bin có chân đế dạng trụ phù
hợp nhất ơ các vùng biển sâu. Hơn nữa, khối tâm thấp rất hiệu quả trong việc triệt tiêu
các dao động xoay quanh các trục ngang (Hình 2). Ổn định bằng ballat cho phép giảm
giá thành bằng cách sử dụng các vật liệu nặng và rẻ. Bên cạnh đó, diện tích choán mặt
nước nhỏ và mớn nước sâu của chân đế trụ cũng làm giảm các lực kích thích dao dộng
Trang 7
đứng, đặc tính này kết hợp với ứng xử (a) (b) (c) do khối lượng chi phối, làm cho tổ
hợp tua-bin chân đế trụ có độ ổn định nổi theo phương đứng rất tốt. Cơ chế ổn định
bằng ballat và cấu hình dây neo cũng phù hợp việc kết nối vào lưới điện. Có thể
làm giảm dao động xoay quanh trục đứng bằng cơ cấu dây neo tam giác quanh chân đế
trụ đồng thơi treo thêm các vật nặng dọc theo dây neo như thiết kế của dự án
HYWDIND của Statoil. Dựa vào thiết kế tua-bin của NREL 5-MW, một số thiết kế
chân đế trụ đứng có mớn nước cạn và vừa cũng đã được thực hiện.
Hình 1: Các dạng chân đế của tổ hơp đơn tua-bin, (a) Trụ, (b) Neo đứng (TLP) và (c)
Sà lan
1.3 Cấu tạo thân tua bin điện gió
Mục đích chính của tính toán là nghiên cứu tìm ra tân số dao động và hệ số làm
việc của kết cấu để xác định ảnh hương của hệ thống neo khi chịu ảnh hương của thân
trụ bao gồm kiểm tra lực dọc trong dây neo, nghiên cứu ảnh hương thủy động lực của
hệ thống móng trụ nổi và thu thập số liệu để chỉnh lý mô hình thực nghiệm và tối ưu
hóa.
Để thiết kế và mô hình móng trụ nổi, kích thước mô hình phổ biến được sử dụng
hiện nay thiết lập theo mô hình OC3-Hywind (Jonkman et al. 2009; Jonkman 2010).
Bảng 1 thể hiện các thông số cơ bản của mô hình. Mô hình OC3-Hywind là tua bin
điện gió nổi được phát triển bơi Offshore Code Comparison Collaboration (OC3).Kết
cấu OC3-Hywind có chiều sâu ngập nước lớn, tiết diện trụ trong môi trương coi là nhỏ
với 3 dây neo.
Trang 8
Hình 2: Cấu tạo điển hình tua bin điện gió nổi dạng trụ neo
Bảng 1:Bảng thống kê thông số kỹ thuật của mô hình OC3-Hywind
Kích thước chiều rộng x dài 6,5m đến 9,4m
Chiều sâu ngập nước 120m
Khối lượng choán nước 8029m3
Khối lượng, bao gồm đối trọng 7466000kg
Trọng tâm dưới mặt thoáng (SWL) 89,92m
Mô men quán tính trong mặt phẳng
vuông góc phương sóng tới, tại mặt
thoáng
4,229,000,000kg*m2
Trang 9
Mô men quán tính trong mặt phẳng
phương sóng tới, tại mặt thoáng
4,229,000,000kg*m2
Mô men quán tính trong mặt phẳng mặt
biển, tại mặt thoáng
164,200,000kg*m2
Dây neo 3
Chiều sâu đến điểm buộc neo vào thân
móng nổi, neo
5.2m, 853.9m
Bán kính đến điểm nối, neo 70m, 320m
Chiều dài dây neo không căng 902.2m
Đương kính dây 0.09m
Trọng lượng dây neo 77.71kg/m
Độ cứng dây neo 384,200,000N
Dây neo liên kết vào thân trụ thông qua mối nối dạng tam giác để tăng độ cứng
chống xoắn của hệ. Mô hình này được thiết kế đặc biệt để đỡ máy phát điện, hộp máy
và thân tháp của hệ thống tua bin NREL 5MW.
Hình 3: Các bậc tự do khi xét đến dao động của tua bin điện gió
Trang 10
Hình 4:Mô hình tua bin điện gió nổi ngoài khơi OC3-Hywind SB
1.4 Cấu tạo hộp máy
Hộp máy được chế tạo để chứa lắp đặt phòng làm việc đủ cho một công nhân làm
việc, thao tác bên trong, chứa được máy phát điện, tủ điều khiển, và các thiết bị liên
quan việc truyền tải điện.
Các thông số tua bin NREL 5-MW được thể hiện trong bảng dưới đây
Bảng 2: Thông số kỹ thuật của tua bin NREL 5-MW
Công suất danh nghĩa 5MW
Hướng rotor Ngược gió, 3 cánh
Điều khiển Vận tốc thay đổi được, sự tập trung bước
lá
Dẫn động Vận tốc, hộp số nhiều cấp
Rotor, đương kính trục 126m, 3m
Chiều cao phòng máy 90m
Vận tốc gió quay, vận tốc gió phát điện,
vận tốc gió ngừng quay
3m/s, 11.4m/s, 25m/s
Trang 11
Vận tốc quay rotor, vận tốc quay phát
điện
6.9 vòng/phút; 12.1 vòng/phút
Công xôn, góc nghiêng trục cánh 5m, 5˚
Trọng lượng Rotor 110,000kg
Trọng lượng vỏ 240,000kg
Trọng lượng thân trụ 347,500kg
Trọng tâm (CM) (-0.2m, 0.0m, 64.0m)
1.5 Cấu tạo cánh quạt tua bin
Một điểm quan trọng trong việc xây dựng mô hình thực nghiệm tua bin điện gió
nổi là việc thiết lập tải trọng gió và sóng tác dụng đồng thơi trong bể thử. Điều đó đặc
biệt quan trọng khi nghiên cứu trạng thái dao động phức tạp và tải trọng của tua bin
quay trên móng dao động trong điều kiện gió và sóng đồng thơi.
Mục đích chính trong việc xây dựng mô hình thu nhỏ tua bin điện gió là mô
phỏng tải trọng gió chính xác như là trong công trình thực bằng cách sử dụng phép thu
nhỏ Froude cho tua bin vận hành trong điều kiện thực tế. Tuy nhiên, phương pháp mô
phỏng sử dụng tỉ lệ Froude có nhược điểm là hệ số Reynol của gió nhiễu rất thấp. Tải
trọng chủ yếu bao gồm tải trọng theo phương ngang và tải trọng theo phương đứng tác
dụng lên thân tháp và móng nổi. Nghiên cứu này mô tả biện pháp thu nhỏ tỉ lệ mô hình
tua bin của phòng thí nghiệm trương đại học Maine.
Phòng thí nghiệm trương đại học Maine thiết kế cánh quạt rotor cho mô hình
thực nghiệm sử dụng trong phòng thí nghiệm. Thiết kế dựa trên tua bin ba cánh quạt
được thiết kế bơi H. R. Martin, trương đại học Maine. Thông số chính dùng để thiết kế
tua bin là hệ số đẩy CT và hệ số năng lượng CP và phụ thuộc hệ số vận tốc mũi cánh
2 31 1
2 2
T P
T P RC C TSR
UU A U A
Trong đó T là lực đẩy, P là công suất, ρ là mật độ không khí, U là vận tốc gió, A
là diện tích cản gió, ω là vận tốc quay của rotor và R là bán kính mũi cánh quạt.
Trang 12
Mục tiêu chính trong việc thiết kế là đạt được hệ số lực đẩy CT tương đương với
tua bin làm việc thực tế tại cùng một vận tốc quay cho mô hình tua bin trong thí
nghiệm. Trong quá trình thiết kế, MARIN phân tích thiết kế của rotor với phân mềm
PROPID, được thiết kế bơi đại học Illinois, PROPID ứng dụng lý thuyết phân tử mô
men cánh (BEMT). Để đạt được phản ứng khí động học của cánh tua bin, hình dạng
của cánh rotor được thiết kế với hệ số Reynolds thấp do cánh tua bin trong mô hình
được thể hiện trong hình 5. Hệ số Reynolds thấp nhận được do việc sử dụng phép xây
dựng mô hình tỉ lệ Froude và hệ số Reynolds thấp từ 10,000 tại vị trí hộp máy đến
50,000 tại vị trí mũi cánh trong trương hợp tải trọng gió điển hình. Do đó việc áp dụng
thiết kế gió rối cho trương hợp hệ số Reynold thấp được đưa vào xem xét.
Hình 5: Hệ số Reynolds phân bố theo chiều dài cánh tua bin
Hình 6: Mặt cắt cánh quạt tua bin trong trương hợp tỉ số r/R=0.7
MARIN thiết kế cánh rotor sử dụng phân mềm Drela AG04 mặt cắt có hệ số
Reynolds thấp là điểm đâu. Chiều dày của cánh và mép của mặt cắt tăng lên để đạt yêu
câu thiết kế của vật liệu xây dựng composite, hình 6 thể hiện cả mô hình cánh quạt.
Hình 7 thể hiện sự phụ thuộc của hệ số lực đẩy CT, hệ số năng lượng CP với hệ
số vận tốc tại mũi cánh (TSR) được tính toán bơi PROPID (cho việc xây dựng mô
hình). Kết quả tính toán được so sánh với giá trị thực tế của tua bin NREL 5MW thực
tế đã lắp đặt. Kết quả tính toán của phân mềm BEMTtương đối chính xác mô phỏng sự
Trang 13
thay đổi hệ số CT, điều này phù hợp với giả thiếtban đâu. Sự thay đổi của hệ số CP
không tương đồng với công trình thực đúng như dự đoán ban đâu.
Hình 7: Hệ số lực đẩy CT và CP của mô hình tính toán so với mô hình thực tế đã lắp
đặt
Mặc dù phương pháp BEMT của phân mềm PROPID được ứng dụng thành công
trong ngành công nghiệp điện gió trong nhiều năm, tuy nhiên giả thiết không có dòng
chảy hướng tâm và không có sự tương tác giữa hai dòng hướng tâm gây ra sự thiếu sót
trong kết quả tính toán. Thực tế là hệ số Reynolds thấp là nguyên nhân của sai lệch
trong giả thiết tính toán.Việc sản suất và thí nghiệm cánh tiêu tốn thơi gian và chi phí,
điều đó được tính toán và phân tích thiết kế của cánh với phân mềm mô phỏng CFD
trước khi sản xuất thực tế. ReFRESCO là một phân trong phân mềm tính toán động
lực học chất lỏng dùng để tính toán các trương hợp dòng chảy sử dụng công thức
RANS có bổ sung mô hình chảy nhiễu và các mô hình khác trong các trương hợp khác
nhau. ReFRESCO được sử dụng trong nhiều trương hợp, trong nghiên cứu này có thể
hiện trương hợp cánh và dòng khí động của tua bin.
Dựa trên các nghiên cứu thực nghiệm trước đây, tua bin được phân tích và đánh
giá trong điều kiện dòng chảy tự do vận tốc 2m/s. Trong khi xây dựng mô hình tỉ lệ
1/50, dòng chảy này thể hiện tốc độ gió 14m/s. Tua bin được đặt tại trọng tâm của
dòng chảy có dạng tròn, hình đĩa trong hình 8. Hình vẽ mô tả biên phân bên trong và
phân bên ngoài của luồng gió, biên áp suất này thể hiện vùng áp suất không đổi. Phân
Trang 14
biên áp suất này được thiết lập xa tua bin để tránh ảnh hương của chênh lệch áp suất
lên tua bin gió.
Hình 8: Hình mô tả diện phân bố khí động học
Trong nghiên cứu xây dựng đặc tính của cánh quạt tua bin, nhóm tác giả không
chia lưới phân tử mà thực hiện theo hướng dẫn của [7,8] cho cánh quạt và gió quanh
thân tua bin. Về nguyên tắc, một số nhà khoa học có thể cho rằng sự rút gọn tính toán
bỏ qua nghiên cứu về việc làm mịn lưới phân tử khi mô phỏng dòng khí động.Tuy
nhiên, dựa trên các nghiên cứu nói trên, sự rút gọn nói trên chỉ gây ra sai số +/- 5% độ
lớn của lực đẩy và mô men xoắn.So với mục đích chính là xây dựng mô hình tính toán
cánh quạt thì điều này có thể bỏ qua.
Lực đẩy và công suất thu được tại các vận tốc mũi cánh khác nhau được thể hiện
trong hình 9. So với kết quả thu được từ thực tế, lực đẩy thu được có sự tương đồng
đáng kể. Do hệ số Reynolds thấp, hệ số nhớt tăng lên làm giảm mô men xoắn dẫn đến
hệ số CP thấp so với hệ số CP của tua bin thực tế.
Trang 15
Hình 9: Hệ số CT và CP khi tính toán bằng ReFRESCO và công trình tua bin lắp đặt
thực tế
Mặc dù không phù hợp hoàn toàn so với lực đẩy của tua bin NREL 5MW, thiết
kế cánh quạt mới có được sự cải thiện đáng kể so với phương pháp mô phỏng dựa trên
kích thước hình học [9]. Vì vậy, thiết kế mới được sử dụng để đưa vào chế tạo và sử
dụng cho thí nghiệm này.
1.6 Cấu tạo hệ dây neo
Theo Jonkman (2010) dây neo móng trụ neo bao gồm 3 dây neo (bảng 3) mỗi
dây neo dài 902,2m và trọng lượng dây khi ngập nước là 698,094N/m. Chiều sâu mực
nước tại vị trí lắp đặt là 320m, vị trí buộc dây neo được giả thiết tại độ sâu 70m dưới
mát thoáng. Khoảng cách từ vị trí buộc neo đến đáy biển là 250m, góc phương vị giữa
2 dây neo thép là 1200. Trong thiết kế móng trụ, dây neo được thiết kế riêng biệt để
xác định góc nghiêng tại vị trí buộc neo để xác định vị trí đặt neo. Nghiên cứu [10] sử
dụng phân mềm STAT MOOR (Mavrakos 1992) để tính chiều dài dây neo, trong đó,
tiết diện dây neo gồm nhiều đoạn có tiết diện khác nhau. Từ đó tác giả xác định vị trí
câu bằng và xác định lực kéo ngang trong tương đương tại vị trí buộc neo vào thân trụ
nổi.
Trang 16
Bảng 3: Thông số kỹ thuật của dây neo tua bin dạng trụ đứng
Số lượng dây neo 3
Góc nghiêng giữa các dây neo 120
Chiều sâu từ mặt thoáng đến neo 320m
Chiều sâu từ mặt thoáng đến vị trí
buộc neo
70m
Bán kính từ neo đến tâm móng 853.87m
Khoảng cách theo phương đứng từ vị
trí buộc neo đến đáy biển
250m
Bán kính từ vị trí buộc neo đến tâm
móng
5.2m
Chiều dài dây neo không căng 902.2m
Đương kính dây neo 0.09m
Trọng lượng dây neo tương đương 77.7066kg/m
Trọng lượng dây neo ngập nước 698.094N/m
Độ cứng dây neo khi căng 384,243,000N
Độ cứng gối neo 98,340,000Nm/rad
Theo Jokman (2010) tải trọng đứng mà dây neo tính toán là 160,000N, V =
535,667N mỗi dây. Căn cứ vào theo tải trọng tác dụng vào đâu dây tại thân trụ nổi
theo phương đứng và trọng lượng riêng của dây theo chiều dài ω.
Công thức xác định chiều dài dây neo :
0
s
Vl
(9)
Căn cứ vào khoảng cách theo phương đứng từ vị trí buộc dây neo vào thân trụ
đến đáy biển, D, lực ngang tại vị trí buộc neo :
D2
)Dl(H
22
s
(10)
Chiều dài dây neo khi xét trên phương ngang:
Hx
(11)
Khoảng cách theo phương ngang từ móng neo đến vị trí buộc neo vào thân trụ
nổi :
xA = l – ls + x (12)
Trang 17
Sử dụng các thông số đâu vào trên vào phân mềm tính toán STATMOOR
(Mavrakos 1992) phân tích dây neo theo điều kiện cân bằng của 1 dây riêng lẻ và
thành phân H theo phương đứng, góc nghiêng thơi gian đá tại chính và dọc theo chiều
dài cáp. Khoảng cách theo phương ngang từ vị trí buộc neo đến móng neo, trên hình 4
thể hiện các hình dạng 1 sợi dây neo từ các giá trị tải trọng trọng ngang khác nhau tại
vị trí buộc neo vào móng trụ nổi. Trương hợp giá trị tải trọng 0,73E6N sát với tải trọng
tại vị trí câu bằng.
Khi xét đến dây neo thì giá trị tại vị trí buộc neo đến neo tại vị trí buộc neo chiều
dài dây neo nằm một đáy biển là 134m.
Hình 10: Hình dạng dây neo ứng với các trương hợp tải trọng ngang khác nhau tại vị
trí buộc neo vào thân trụ nổi.
Trang 18
CHƯƠNG 2
XÂY DỰNG MÔ HÌNH SỐ TUA BIN ĐIỆN GIÓ NỔI NGOÀI KHƠI
2.1. Xây dựng mô hình tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng trụ đứng
Phân móng nổi được coi là tuyệt đối cứng do tiết diện ngang lớn. Chuyển vị và vận tốc
của hệ tua bin coi như không đáng kể. Đương kính thân phân móng nổi coi là nhỏ so
với chiều cao của hệ và chiều cao sóng nên công thức Morrison được sử dụng để tính
toán tải trọng thủy động lực học. Mô hình tính toán đề xuất của hệ tua bin trụ đứng
được thể hiện trong hình 11
Hình 11: Mô hình tính toán tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng trụ đứng
Trong đó:
B: tâm đẩy nổi của hệ
G: trọng tâm của hệ
F:vị trí neo cáp vào thân móng nổi
Trang 19
Oyz: Hệ trục tổng thể, gốc 0 tại mặt thoáng
, ,G G Gu v : chuyển vị tại G
ksH, ksV, ksϕ: độ cứng theo các phương của hệ neo
Mc: trọng lượng của mỗi dây neo trong nước
M0: Trọng lượng của hộp máy và tháp
Do: Đương kính của móng nổi phía trên côn thu tiết diện
D1: Đương kính của móng nổi phía dưới côn thu tiết diện
Ms: trọng lượng của thân móng nổi
Ms, ls: mô men quán tính thân móng nổi
θo: góc nghiêng tại vị trí neo Cl và Cr
ht: chiều cao thân tháp phía trên mặt thoáng
ho: chiều cao đến đỉnh côn thu tiết diện từ mặt thoáng
hc: chiều cao của côn thu tiết diện
hs: chiều cao của thân trụ móng nổi từ đáy côn thu đến đáy móng nổi
hd: chiều cao từ đáy móng nổi đến mặt thoáng
hG: chiều cao từ G đến mặt thoáng
hB: chiều cao từ B đến mặt thoáng
hF: chiều cao từ vị trí buộc neo đến mặt thoáng
To: lực kéo ngang của mỗi cáp
Mô hình thể hiện dao động của cánh quạt và đồng thơi thể hiện sự mô tả dao động đó
trên thân tháp tua bin và hệ móng nổi. Trong mô hình này, cánh quạt được mô tả như
là dâm côn sôn Bernoulli-Euler có chiều dài R với độ cứng và khối lượng biến thiên
theo đơn vị dài µ(r) thể hiện trong hình 12.
Trang 20
Hình 12: Mô hình tính cánh quạt tua bin
Cánh quạt quay với vận tốc không đổi Ω ( rad/s) và góc phương vị ψ(t) của cánh quạt
thứ “i” tại thơi gian “t”
( ) 1( ) 1( )
2( 1) , , 1, 2,3
3i t t ti t i
(13)
Coi tháp trụ là hệ một bậc tự do có độ cứng tổng thể tk . Nghiên cứu này chỉ xem xét
trạng thái dao động tại mũi cánh quạt.Nghiên cứu bỏ qua biến dạng dọc trục của cánh
quạt. Chuyển vị quay của thân móng nổi coi là không đáng kể, chuyển vị tuyệt đối của
hộp máy được tính xấp xỉ là:
(1 cos )nac G a G Gv v h v
(14)
Chuyển vị ngang tuyệt đối của hộp máy được tính xấp xỉ là:
nac nac G a Gu u u h
(15)
Trong đó, ha là khoảng cách theo phương đứng giữa đỉnh tháp và trọng tâm hệ,
a t Gh h h
Vec tơ chuyển vị tổng thể của hệ không điều khiển là:
( ) ( 1 2 3 4 )T
G G Gq t q q q q u v (16)
Trong đó, chuyển vị ( ), 1,2,3iq t i là chuyển vị mũi của cánh quạt thứ i. Chuyển vị
4 ( ) ( )nacq t u t thể hiện quan hệ của chuyển vị xoay của hộp máy do chuyển vị xoay của
Trang 21
thân móng nổi. Chuyển vị của cánh quạt dọc theo cánh thứ I tính xấp xỉ bằng cách sử
dụng biến dạng cánh 1( )r là 1( , ) ( ) ( )i iu r t r q t
Vec tơ vận tốc tại điểm bất kỳ a cách r của cánh I tại thơi gian t là:
. . . .^ . ^
( , ) sin cos ( , ) cos sin ( , )nac nac nac nac ibi i i i i iv r t u v u r t i u v u r t Qr j
(17)
Trong đó ^
i và ^
j là vec tơ đơn vị dọc theo và vuông góc với trục trọng tâm của cánh
quạt. Tổng động năng của hệ là:
2 2 2 2 .3 . . . .2 2
1 0
1 1 1 1( ) ( , ) ( ) ( )
2 2 2 2
R
nac nac G Gbi nac s s G
i
T r v r t dr M u v M u v l
(18)
Tổng thế năng của hệ:
23
2 2 2 2
w
1
1 1 1 1 1cos
2 2 2 2 2nace i g i t sH G sV G s G
i
V K K K q k u k u k v k
(19)
Trong đó, eK là độ cứng tổng thể của cánh, 2
2e bK m , b là tân số dao động của
cánh, 2m là khối lượng của cánh. Đại lượng wK là độ cứng khi không chịu ảnh hương
của trọng lực, 2
'
1
0
( )
R R
w
r
K g d dr
. Đại lượng 2
,0g gK K là độ cứng hình học
do lực ly tâm lên cánh, 2
'
,0 1
0
( )
R R
g
r
K d dr
Thay động năng và thế năng của hệ vào công thức Euler-Lagrange để xây dựng
phương trình chuyển dao động của hệ
ex. t
d T T VQ
dt q qq
(20)
2.2. Điều khiển dao động hệ
2.2.1. Thiết lập và mô phỏng các bộ điều khiển dao động
Các nghiên cứu ban đâu chỉ ra dao động của hộp máy, dao động thân móng nổi,
chuyển vị xoay có biên độ rộng và biên độ tân số hẹp. Để giảm các dao động này, hai
Trang 22
bộ điều khiển dao động được lắp ơ trong hộp máy và thân móng nổi như trong hình
13.Cấu hình và giả thiết của bộ điều khiển dao động được sử dụng trong [11].
Hình 13: Mô hình lắp đặt bộ điều khiển dao động trong hộp máy và thân trụ nổi
Bộ điều khiển dao động này được coi như hệ một bậc tự do. Để đơn giản trong tính
toán và lắp đặt, bộ điều khiển trong hộp máy được giả thiết có cùng trọng lượng
( 1 ...nd ndN ndm m m ), có cùng hệ số lực cản ( 1 ...nd ndN nd ) nhưng có độ cứng
khác nhau ( , 1,2,...ndjk j N ). Tỉ số khối lượng của toàn bộ các bộ điều khiển dao động
và bộ điều khiển dao động trong hộp máy thứ j là:
0.005 0.03;
N
ndj
j nd ndnd ndj
rotor rotor
mNxm
M M N
(21)
Bộ điều khiển trong thân trụ nổi được đặt vào cùng một cao độ hay có cao độ khác
nhau , ; 1,2,...,d kz k S và có cùng khối lượng ( 1 ...nd ndN ndm m m ) , cùng hệ số lực
cản ( 1 ...nd ndN nd ) nhưng có độ cứng khác nhau ( sdkk ). Tỉ số khối lượng của
toàn bộ các bộ điều khiển dao động và bộ điều khiển dao động thứ k là:
0.05 0.03;
S
sdk
k Sd sdsd sdk
all all
mSxm
M M S
(22)
2.2.2. Mô phỏng hệ tua bin điện gió nổi dang trụ có nhiều bộ điều khiển dao
động
Vec tơ tọa độ tổng thể của hệ có điều khiển:
Trang 23
1 1( ) ( 1 2 3 ... ... )T
nac G G G nd ndN sd sdSq t q q q u u v u u u u (23)
Trong đó, 7 chuyển vị đâu tiên giống như trong hệ không lắp bộ điều khiển.Đại
lượng ( 1,2,..., )ndju j N là chuyển vị tuyệt đối của bộ điều khiển thứ j trong hộp
máy.Đại lượng ( 1,2,..., )sdku k S là chuyển vị tuyệt đối của bộ điều khiển thứ k trong
thân móng nổi. Giả sử chuyển vị quay của thân trụ nổi là không đáng kể, chuyển vị
của thân móng nổi tại chiều sâu ,d kz là:
, ,( ) ( )sk s d k G d k G Gu u z u z h (24)
Động năng hệ khi kể đến vận tốc và khối lượng của bộ điều khiển dao động:
2 2. .
1 1
1 1
2 2
N S
ndj sdkTMDs nd sd
j k
T m u m u
(25)
Thế năng hệ khi kể đến chuyển vị và động cứng của bộ điều khiển dao động:
2 2
1 1
1 1( ) ( )
2 2
N S
nac skTMDs ndj ndj sdk sdk
j k
V k u u k u u
(26)
Thay sku vào thế năng hệ
2 2
,
1 1
1 1( ) [ ( ) ]
2 2
N S
nacTMDs ndj ndj sdk sdk G d k G G
j k
V k u u k u u z h
(27)
Thay tổng động năng và tổng thế năng vào phương trình Euler-Lagrange ta có thể
xác định được ma trận tải trọng khí động, ma trận khối lượng, ma trận độ cứng và ma
trận lực cản của hệ có điều khiển dao động.
2.3. Tải trọng tác dụng lên hệ
2.3.1. Tải trọng khí động và trọng lực
Công ảo do tải trọng gió gây ra trên toàn bộ tua bin
3
1
1
( cos sin )nac nacwind i i i i
i
W Q q u v
(28)
Trong đó, 3
1
( , )i i
i
Q p r t
là tải trọng gió tác dụng lên cánh thứ i theo phương
vuông góc với trục dọc theo cánh và ( , )( 1,2,3)ip r t i là giá trị tải tọng gió biến thiên
Trang 24
dọc theo chiều dài cánh đến mũi cánh. Bỏ qua tải trọng gió tác dụng lên thân tháp vì
giá trị không đáng kể so với tải trọng tác dụng lên rotor.
Công ảo của trọng lực tác dụng lên hệ
3
1
1 0
( )sin ( cos sin )
R
nac nac nacg i i i i nac s G
i
W g r dr q u v M g v M g v
(29)
Vec tơ tải trọng gió
,1 ,2 ,3 , , ,,( ) ( )windwind wind wind wind wind wind T
wind b b b b couple b couple G b coupleb coupleQ t Q Q Q Q Q Q h Q (30)
Tải trọng gió toàn phân tác dụng lên cánh quạt thứ j, tải trọng gió toàn phân do dao
động cánh quạt và chuyển vị xoay của tháp trụ và thân móng nổi, tải trọng gió toàn
phân do dao động cánh quạt và dao động thẳng đứng:
, 10
( , ) , 1,2,3R
wind
b i iQ p r t dr i (31)
3
,0
1
( , ) cosR
wind
b couple i i
i
Q p r t dr
(32)
3
,0
1
( , ) sinRwind
i ib couple
i
Q p r t dr
(33)
Trong đó cương độ gió dọc chiều dài cánh đến mũi, ( , )( 1,2,3)ip x t i được tính toán
theo lý thuyết phân tử cánh (BEM).
Công ảo do trọng lực khi xét đến tọa độ tổng thể, vec tơ tải trọng trọng lực:
1 2 3 ,( ) ( 0 0 0)G
T
g g g g g vQ t Q Q Q Q (34)
Trong đó vec tơ trọng lực toàn phân tác dụng lên cánh thứ i và lên thân móng nổi là
1 sin , 1,2,3gi iQ gm i (35)
32
, 0
1
( ) sinGg v i s
i
Q g r dr M M
(36)
Trang 25
2.3.2. Tải trọng thủy tĩnh
Chiều sâu từ đỉnh phân thu gọn tiết diện bên dưới mặt thoáng h0 được tính lại sử dụng
công thức định lý Archimedes khi coi như toàn bộ thân tua bin, hệ móng nổi và cáp
neo trong nước cân bằng với khối lượng nước bị chiếm chỗ.
0 2 3
0 w
1 all
s
Mh V V
A p
(37)
Trong đó allM là toàn bộ khối lượng của hệ tua bin, móng nổi và cáp neo trong nước.
Công thức 2
0 0 / 4sA D là tiết diện tua bin tại mặt nước, 2 3,V V là khối lượng nước bị
phân vát nghiêng thân trụ và thân móng nổi chiếm chỗ. Khi lắp đặt các bộ điều khiển
dao động, trọng lượng của các bộ điều khiển phải được tính vào allM và 0h cân phải
tính toán lại.Các chiều cao , ,d F Gh h h cân phải tính toán lại từ 0h và kích thước cấu tạo
của thân móng nổi.
Khoảng cách theo phương đứng giữa tâm đẩy nổi B và trọng tâm G là
1 1 2 2 3 3
1 2 3
1
sVs
V h V h V hBG zdV
V V V V
(38)
Trong đó, 1V là khối lượng nước bị phân móng nổi ngập nước phía trên tiết diện côn
thu và 1 2 3sV V V V . Giá trị 1 2 3, ,h h h là khoảng cách theo phương đứng từ trọng tâm
G đến trọng tâm của 1 2 3, ,V V V .
Tâm đẩy nổi của thân móng nổi B thương cao hơn trọng tâm , khoảng cách từ mặt
thoáng đến tâm đẩy nổi
B Gh h BC (39)
Cương độ lực đẩy nổi tác dụng lên thân móng nổi
wbuoy sF gV (40)
Hệ số đẩy nổi theo phương đứng
0
res
V w sK gA (41)
Hệ số đẩy nổi do chuyển vị xoay
Trang 26
2
0
64
res
B G s w
DK h h V g
(42)
2.3.3. Tải trọng thủy động lực
Ảnh hương của thủy động lực lên kết cấu có tiết diện nhỏ so với chiều cao sóng chủ
yếu sử dụng công thức Morison [12,13]. Ảnh hương của thủy động lực lên thân trụ
trong công thức Morison bao gồm (i) ảnh hương của khối lượng gia tăng do gia tốc
thân móng nổi ..
su ; (ii) lực quán tính do gia tốc dòng chảy; (iii) lực cản nhớt do vận tốc
xung quanh thân móng nổi và dòng chảy. Lực thủy động được tính toán theo phân tử
với chiều cao dh chia ra Nz phân tố có chiều cao iz . Giả sử vận tốc xoay.
G , vận tốc
thân móng nổi trong phương ngang và phương đứng tại độ sâu z là
. . .
( ) ( )s G GGu z u z h (43)
. .
( )s Gv z v (44)
Tương tự, gia tốc thân móng nổi trong mặt phẳng ngang và mặt phẳng đứng tại cao độ
z có thể tính toán được bằng gia tốc xoay..
G .
Tải trọng thủy động trong ma trận độ cứng của thân móng nổi là
0
0 0
0
yy y
a
s zz
y
a a
M a
a a
(45)
Trong đó yya là hệ số khối lượng trong dao động quay do gia tốc xoay ..
,G yu a là hệ số
khối lượng của dao dộng xoay do gia tốc quay ..
G và a là độ lớn mô men quay do gia
tốc quay ..
G .
2
1
( )4
z
i
N
yy M w i z
i
a C D z
(46)
2
1
( )( )4
z
i
N
y y M w i i G z
i
a a C D z z h
(47)
Trang 27
2 2
1
( )( )4
z
i
N
M w i i G z
i
a C D z z h
(48)
Trong đó, MC là hệ số khối lượng, 1.0MC cho trụ tròn [14] và ( )iD z đương kính thân
tại độ sâu iz .
Phân tử độ lớn tải trọng thủy động theo phương đứng tại vị trí đáy móng nổi không
tính toán được bằng công thức Morison nhưng tính toán bằng cách giả thiết khối lượng
nước bên dưới thân móng nổi
3
1
12zz w
Da
(49)
Khi sóng được xem xét, lực quán tính liên quan đến gia tốc dòng chảy mà lớn hơn tại
chiều sâu gân với mặt thoáng.Giả thiết đương kính thân trụ nổi 1D là hằng số trên toàn
bộ chiều dài nên lực quán tính dòng chảy không chính xác. Do đó, lực quán tính dòng
chảy theo phương ngang cân được đánh giá thông qua hình dạng của thân móng nổi
..2
w
1
( ) ( 1) ( ) ( , )4
zNf
fy M i i i
i
F t C D z z u z t
(50)
Lực quán tính theo phương đứng do gia tốc thẳng đứng ..
( , )f dv z h t của dòng chảy
tại đáy thân móng nổi có thể được thể hiện là
..
w 1( ) ( 1) ( , )ffz M s dF t C A v z h t
(51)
Trong đó, ..
( , )f iu z z t là gia tốc chuyển động theo phương ngang của dòng chảy tại độ
sâu iz và 2
11
4s
DA
. Lực quán tính của chất lỏng trong công thức trên bằng 0 trong
trương hợp trạng thái mặt biển tĩnh ( không có sóng).
Lực cản nhớt phân tán và là kết quả của vận tốc tương đối giữa thân trụ nổi và dòng
chảy, đồng thơi lực cản này tồn tại không liên quan đến sóng. Tổng lực cản tác dụng:
. . .
w
1
1( ) ( , ) [ ( , ) ( ] z
2
z nNDf y
gfy D i i i g i G isf
i
F C D z q z t u z t u z h
(52)
Trang 28
Trong đó, y
DC là hệ lực cản nhớt thủy động lực của bề mặt thân trụ nổi, 0.06y
DC với
cấu kiện hình trụ [15]. Thừa số .
( , )n
isfq z t là biên độ của vec tơ vận tốc tại zi được tính
từ các thành phân . . .
, ,G G Gu v của vận tốc thân trụ nổi và dòng chảy ngang và vận tốc
dao động theo phương đứng .
( , )f iu z t và .
v ( , )f iz t là
2 2. . . . . .
( , ) ( , ) ( ) ( , )n
f G f GGi Gsfq z t u z t u z h v z t v
(53)
Tổng lực cản theo phương đứng đến đáy thân trụ nổi do vận tốc dao động thẳng đứng
được thể hiện
. . .
w 1
1( , ) [v ( , )
2
nDf z
gfy D s i dsfF C A q z t h t v
(54)
2.4. Phương trình dao động của hệ
Phương trình dao động của hệ có điều khiển và không có điều khiển như sau
.. .
( ) ( ) ( ( ) ( ) ( ) ( ) ( ) ( )dragM t q t C t C t q t K t q t Q t (55)
Trong đó,
( ) ( ) ; ( ) ( ) ; ( ) ( ) ;a moor resM t M t M C t C t C K t K t K (56)
( ) ( ) ( ) ( ) ( );g wind buoy drag fQ t Q t Q t Q Q t Q t (57)
7 7 7 70 0
; (0 )0
a x res res res x
Va
s
M R K diag K K RM
(58)
moorC là ma trận lực cản của hệ dây neo, và ma trận lực cản ( )dragC t được xác định từ
lực cản là
7 7
0 0 0 0
0 ( ) 0 ( )( )
0 0 ( ) 0
0 0 0 0
G G
G
drag drag
uu udrag x
drag
C t C tC t R
C t
(59)
Trang 29
.
1
1( ) ( ) ( , )
2
z nNdrag y
uug D w i i isf
i
C t C D z z q z t
(60)
.
1
1( ) ( )( ) ( , )
2
z nNdrag y
u g D w i i G i isf
i
C t C D z z h z q z t
(61)
.
1
1( ) ( , )
2G
ndrag z
vv D w s dsfC t C A q h t
(62)
Vec tơ lực cản là
( ) (0 0 0 0 0)D D T
drag y zQ t F F (63)
Thành phân lực cản theo phương ngang và phương đứng là
. .
1
1( ) ( , ) ( , )
2
z nND y
fy D w i i i isf
i
F C D z z q z t u z t
(64)
. .
1
1( , ) ( , )
2
nD y
fz D w s d dsfF C A q h t v h t
(65)
Vec tơ lực quán tính do gia tốc dòng chảy
( ) (0 0 0 0 0)f f T
f y zQ t F F (66)
Với .
1 2( ); ( )X q t X q t , phương trình dao động hệ
.
1 7 7 7 7 7 7 7 71
1 1 1.2
2
0 0 0
( )( ( ) ( ))
x x x x
drag
I XX
X Q tM K M C t C t MX
(67)
2.5. Phương trình sóng
Trạng thái sóng của biển là bất kỳ. Trạng thái biểu được mô tả bơi két hợp nhiều
mô hình sóng tuyến tính có chiều cao khác nhau, tân số khác nhau và phương sóng tới
khác nhau. Cao độ mặt biển được thể hiện
1
( , ) sin( )wN
j j j j
j
y t A t k y
(68)
Trang 30
Trong đó : Aj : biên độ sóng ; ωj : tân số sóng ; kj : số lượng sóng ; εj : góc nghiêng của
sóng tốc thứ j. Góc nghiêng εj được phân bố đều giữa 0 - 2 .
Công thức mô phỏng vận tốc dòng chảy và gia tốc trong độ sâu mực nước vô hạn [14]
được đơn giản hóa trong trương hợp mực nước hữu hạn. Vận tốc ngang và thẳng đứng,
gia tốc ngang và gia tốc thẳng đứng của phân tốc dòng chảy tại độ sâu z (thông thướng
tại vị trí mặt thoáng) và vị trí phương ngang là
.
1
cosh ( )( , , ) sin ( , )
sin
Nj
f j j j
j j
k z Hu y z t A y t
k H
(69)
.
1
sinh ( )( , , ) sin ( , )
sin
Nj
f j j j
j j
k z Hv y z t A y t
k H
..2
1
cosh ( )( , , ) sin ( , )
sin
Nj
f j j j
j j
k z Hu y z t A y t
k H
..2
1
sinh ( )( , , ) sin ( , )
sin
Nj
f j j j
j j
k z Hv y z t A y t
k H
Biên độ sóng Aj có thể xác định theo phổ sóng S
2 ( )j jA S (70)
Trong đó, là hằng số chênh lệch giữa các tân số. Phổ sóng Pierson-Moskowits
theo tiêu chuẩn IEC61400-3[16] cho tua bin điện gió nổi ngoài khơi và được sử dụng
để mô tả tính chất tĩnh của toàn bộ các trương hợp sóng trong nghiên cứu [17].
2 5 41 5 5( ) exp( )
2 16 4sw pwS H T c c
(71)
Trang 31
CHƯƠNG 3
KẾT QUẢ XÂY DỰNG MÔ HÌNH MÔ PHỎNG
3.1. Các kết quả mô phỏng số
Mô hình thực nghiệm xây dựng dựa trên các thông số của hệ móng nổi, hệ dây
neo và tháp tua bin của OC3 S-FOWT [18] với các thông số: ht=87.6m, ho=4m,
hc=8m, hd=120m, hF=70m, hG=89,9155m, Do=6.5m, D1=9.4m, Ms=
7466.33mx10^3 kg, Is=4229.23x10^6 kg/m2, L=902.2m, ρc=77.7066 kg/m, θ0=0˚,
T0=100,000N, ρw=1025kg/m3 và H=320m.
Tải trọng khí động, cánh quạt, hộp máy, thông số kỹ thuật cánh quạt của tua bin
NREL 5-MW dử dụng R=61.5m, vận tốc gió quay cánh quạt là 6.9 vòng/phút, vận tốc
sản xuất điện là 12.1 vòng/phút. Khối lượng của mỗi cánh quạt, khối lượng của phòng
máy, khối lượng của hộp máy, trọng lượng của thân trụ lân lượt là 17.74T, 56.78T,
240T, 249.718T.Tân số dao đông của cánh quạt là 6.81rad/s và tân số dao động của
thân tháp là 2.87rad/s. Gía trị tính toán của ho và hB của hệ chưa điều khiển và giá trị
tính toán lại của hệ có điều khiển với giá trị khác nhau của một bộ điều khiển dao động,
hệ số khối lượng µns và µsd được tính toán và thể hiện trong bảng 2. Trong đó, µsd
được lấy giá trị 0.03 hay lớn hơn khi thân trụ nổi ngập nước 7.6m hoặc nhiều hơn phụ
thuộc khối lượng của bộ điều khiển dao động.
Trạng thái sóng và gió sử dụng trong mô phỏng số được thiết lập trong trạng thái
tua bin làm việc [12]. Vận tốc của gió chính tại đỉnh tháp đạt điều kiện tạo ra điện
năng là 12m/s. Cương độ gió nhiễu là 15%, chiều cao sóng Hsw = 3m, chu kỳ đỉnh
sóng Tpw = 10s. Để mô phỏng trạng thái mặt biển và tính toán hệ số khối lượng, lực
cản và lực quán tính dòng chảy, chiều cao hd được chia làm 30 khoảng mỗi khoảng
4m dọc theo chiều dài thân trụ. Tổng thơi gian thực hiện mô phỏng, khoảng thơi gian
và khoảng tân số lân lượt được chọn là 80s, 0.02s, 0.0767rad/s. Cao độ mặt biển mô
phỏng, vận tốc mặt biển và vận tốc theo phương ngang và gia tốc được thể hiện trong
hình 14.
Sự mô phỏng mô hình số của S-FOWTs được chuẩn hóa trong [19] bằng cách so
sánh phản ứng của cánh, hộp máy của S-FOWT trong vùng biển không có sóng và tua
bin gió lắp cố định [20,21], kết quả so sánh cho thấy 2 mô hình có sự tương đồng về
Trang 32
khí động học và tính chất cơ học. Hơn nữa, mô hình áp lực thủy tĩnh được chuẩn hóa
để so sánh tọa độ tâm đẩy nổi của S-FOWT và trọng tâm của S-FOWT trong nghiên
cứu [28].
Bảng 4: Các thông số ky thuât cơ bản của hệ
Giả thiết thực hiện mô hình coi như (i) toàn hộ S-FOWT với một bộ điều khiển
dao động tại thân trụ, có hai giá trị lực kéo ban đâu To, tân số dao động biến thiên, vị
trí zsd thay đổi theo phương đứng và các giá trị µsd thay đổi; (ii) toàn hệ S-FOWT có
1 bộ điều khiển dao động tại hộp máy và một bộ điều khiển dao động tại thân trụ với
giá trị tân số có thể điều chỉnh được, vị trí theo phương đứng của thân trụ và tân số
biến thiên của bộ điều khiển hộp máy; (iii) hệ có nhiều bộ điều khiển dao động tại cả
trong hộp máy và trong thân trụ hay chỉ có trong thân trụ với các giá trị tân số khác
nhau.
Sự biến thiên giá trị phản ứng RMS và giá trị phản ứng lớn nhất là căn cứ để
đánh giá hiệu quả quá trình điều khiển. Tính khả thi của phương pháp điều khiển dao
động được đánh giá bằng cách sử dụng sự ngập nước của thân trụ và bước lớn nhất của
bộ điều khiển dao động
Trang 33
Hình 14: Cao độ mặt biển mô phỏng, vận tốc mặt biển và vận tốc theo phương ngang
và gia tốc
3.2. Kết quả thực nghiệm
3.2.1. Tua bin điện gió dang trụ lắp đặt 1 bộ điều khiển trong trụ nổi và các
giá trị To, ωs, 2d, sd biến thiên
Sự giảm biên độ RMS trong chuyển vị của cánh quạt, chuyển vị xoay của hộp
máy, chuyển vị xoay của thân móng trụ nổi, chuyển vị thẳng đứng của móng trụ nổi và
chuyển vị lật của móng trụ nổi và biên độ lớn nhất khi sử dụng bộ điều khiển dao động
được so sánh với chuyển vị của hệ không lắp bộ điều khiển dao động được thể hiện
trong bảng 5 và bảng 6.
Bộ điều khiển dao động được lắp đặt tại mặt thoáng và hệ số khối lượng của bộ
điều khiển sd là 3%. Tất cả các giá trị tân số điều chỉnh ω và lực kéo ban đâu T0 đều
Trang 34
cho thấy hệ có lắp đặt bộ điều khiển dao động hiệu quả hơn rõ rệt trong trương hợp
chuyển vị xoay hộp máy và chuyển vị lật của móng trụ nổi. Chuyển vị theo phương
thẳng đứng của thân móng nổi giảm không đáng kể và nhỏ hơn 1%. Chuyển vị cánh
tăng nhẹ 0,05 – 0,11% khi sử dụng bộ điều khiển dao động.
Bảng 5:Chuyển vi RMS của hệ khi lắp bộ điều khiển trong thân móng nổi
Bảng 6:Chuyển vi cực đại của hệ khi lắp bộ điều khiển trong thân móng nổi
Nếu bộ điều khiển được điều chỉnh lên tân số bằng tân số đỉnh sóng ωpω = 0,5969
rad/s, hệ lắp bộ điều khiển làm việc hiệu quả hơn hẳn, đặc biệt trong chuyển vị xoay
hộp máy và chuyển vị lật của móng trụ nổi. Lực căng do cáp neo T0 = 107N gây ra tân
số dao động xoay cao hơn và ít chịu ảnh hương của tải trọng sóng. Do đó, lực căng lớn
hơn có hiệu quả lớn hơn lực căng lớn nhỏ trong hệ lắp đặt bộ điều khiển, ví dụ T0 =
105N.Tuy nhiên, để đạt được điều nay thì phải tăng chiều dài dây cáp neo hoặc đặt
thêm vât nặng dọc theo dây cáp [22].
Hình 6 thể hiện ảnh hương của vị trí bộ điều kiển theo phương đứng trong điều
kiện ωs = ωpω = 0,5967 rad/s và T0 = 107N. Biên độ RMS giảm ít hơn khi vị trí bộ điều
khiển lắp đặt thấp hơn. Biên độ dao động cực đại gân như không thay đổi khi vị trí lắp
đặt trong khoảng 0 – 20m và nhỏ hơn tại vị trí thấp hơn. Biên độ dao động giảm nhiều
hơn khi bộ điều khiển lắp đặt tại vị trí sâu hơn 60m. Tuy nhiên điều này không khả thi
do đây là vị trí của ballast. Do đó vị trí lắp đặt bộ điều khiển tại 0dz là vị trí tối ưu.
Trang 35
Hình 15: Ảnh hương của vi tri lắp đăt bộ điều khiển theo phương đứng lên phản
ứng của hệ
Hình 15 thể hiện ảnh hương của tỉ số khổi lượng của bộ điều khiển dao động
trong hệ bị điều khiển trong điều kiện ωs = 0,5967 rad/s và T0 = 107N. Biên độ RMS
và biên độ lớn nhất của chuyển vị xoay của hộp máy, chuyển vị xoay của móng trụ nổi
và chuyển vị lật lớn hơn trong trương hợp tỷ số khối lượng lớn hơn. Tỉ số khối lượng
lớn hơn làm cho thân móng nổi ngập nước nhiều hơn nên chọn μsd = 3%.
Hình 16: Ảnh hương của ti số khối lượng của bộ điều khiển và toàn bộ hệ lên phản
ứng của hệ
Hình 16 thể hiện hiệu quả khi lắp bộ điều khiển dao động, tua bin dạng trụ vẫn
duy trì các đặc tính tốt trong dao động thẳng đứng. Biên độ chuyển vị xoay bộ điều
khiển dao động nằm trong khoảng hợp lý (-1.5m, 1.5m) trong hình 16.
Trang 36
Hình 17: Đánh giá phản ứng của hệ không lắp bộ điều khiển dao động và hệ có lắp bộ
điều khiển dao động
Trang 37
3.2.2. Tua bin dang trụ có bộ điều khiển dao động trong hộp máy và trong
móng nổi có ωn biến thiên
Trong trương hợp T0 = 105N, μnd = 3%, μsd = 3%, Zd = 0m, tân số điều chỉnh của
bộ điều khiển dao động trong móng trụ nổi ωs = ωpω = 0,5969 rad/s và tân số của bộ
điều khiển dao động trong hộp máy ωn biến thiên, hình 5 cho thấy biên độ lớn nhất và
biên độ RMS giảm.
Kết quả cho thấy bộ điều khiển dao động lắp tại móng trụ nổi có tác dụng giảm
chuyển vị xoay của hộp máy hơn so với bộ điều khiển lắp tại hộp máy. So với hiệu quả
điều khiển dao động khi lắp bộ điều khiển dao động trong thân móng nổi, hiệu quả của
bộ điều khiển lắp trong hộp máy với dao động xoay của thân móng nổi và giảm dao
động lật cũng đáng xem xét. Tuy nhiên, tại tân số điều chỉnh lớn, bộ điều khiển dao
động tại hộp máy có độ lệch lớn, đây là một nhược điểm khi xem xét hiệu quả điều
khiển cánh quạt.
Bộ điều khiển dao động trong hộp máy điều chỉnh đến tân số đỉnh sóng ωn = ωpω
= 0,5969 rad/s là hiệu quả nhất tuy nhiên độ lệch lớn nhất là 3,198m. Do đó, chọn tân
số 0,377 rad/s và tại tân số này, phản ứng dao động giảm và bộ điều khiển có độ lệch
nhỏ hơn 1,994m. Khoảng thơi gian và biên độ Fourier của chuyển vị xoay hộp máy,
chuyển vị xoay móng nổi và chuyển vị lật của thể hiện trong hình 18. Ưu điểm về
chuyển vị thẳng đứng của hệ có điều khiển dao động và độ lệch thể hiện trong hình 18.
Trang 38
Hình 18: Đánh giá phản ứng của hệ không lắp bộ điều khiển dao động và hệ có lắp 01 bộ
điều khiển dao động trong hộp máy và 01 bộ điều khiển dao động trong thân móng nổi
3.2.3. Tua bin điện gió dang trụ neo có nhiều bộ điều khiển trong móng nổi
và/hoặc trong hộp máy với các giá trị ωnj, ωnk thay đổi
Sáu trương hợp tân số điều chỉnh cho hộp máy và bộ điều khiển dao động trong
thân móng trụ nổi được thể hiện trong bảng 7.
Bảng 7: Các trương hợp tân số cài đăt săn trong bộ điều khiển
Độ lệch lớn nhất trong bộ điều khiển và sự giảm biên độ lớn nhất và biên độ
RMS khi hệ lắp nhiều bộ điều khiển dao động trong hộp máy và móng trụ nổi với T0 =
107N, μnd = μsd = 0,03 và Zd1 =…= Zds = 0 trong bảng 8.
Trang 39
Bảng 8: Biên độ của bộ điều khiển và hiệu quả giảm biên độ RMS và biên độ cực đại do
hệ lắp nhiều bộ điều khiển dao động
Trương hợp 1 và trương hợp 2 có hiệu quả trong việc giảm biên độ RMS và biên
độ lớn nhất. Tuy nhiên lại gây ra độ lệch trong bộ điều khiển quá lớn.
Để nghiên cứu kỹ hơn ảnh hương của nhiều bộ điều khiển dao động đối với phản
ứng của hệ. Ba bộ điều khiển dao động trong hộp máy và 5 bộ điều khiển trong móng
trụ nổi được lắp đặt và tân số điều chỉnh là ωn = ωs = 0,5967 rad/s. Biên độ RMS và
biên độ lớn nhất và độ lệch trong bộ điều khiển dao động của hệ có điều khiển với các
giá trị ωnd biến thiên thể hiện trong hình 10. Độ lệch của bộ điều khiển và sự giảm biên
độ RMS và biên độ lớn nhất là không đáng kể khi μnd tăng từ 0.01 – 0.05. Hiệu quả
điều khiển chỉ tăng lên khi μnd tăng từ 0.02 – 0.03. Độ lệch của bộ điều khiển dao động
trong vỏ hộp giảm đáng kể khi μnd tăng nhưng giá trị quá lớn 3.8 – 6.1m. Do đó, hiệu
quả điều khiển dao động khi lắp nhiều bộ điều khiển trong hộp máy là không đáng kể.
Hình 19: Ảnh hương của ti số khối lượng lên hiệu quả của hệ điều khiển
Trương hợp 3 không lắp bộ điều khiển dao động trong hộp máy, biên độ phản
ứng được thể hiện trong bảng 7 và 8. Trong trương hợp 3, các bộ điều khiển trong thân
móng nổi điều chỉnh tân số của chuyển vị xoay thân móng nổi ngoại trừ trương hợp
tân số nhỏ nhất. Tuy nhiên, trương hợp này cho thấy biên độ phản ứng giảm ít và độ
Trang 40
lệch trong bộ điều khiển dao động tương đối lớn. Trương hợp 4 – 6, số lượng bộ điều
khiển dao động thay đổi và tân số của bộ điều khiển điều chỉnh đến tân số sóng
059696 rad/s. Phản ứng của hệ giảm rõ rệt và thậm chí còn tốt hơn trương hợp 1 ( bộ
điều khiển dao động được lắp cả trong hộp máy và trong móng trụ nổi). Điều này cho
thấy số lượng bộ điều khiển không ảnh hương đến giảm phản ứng hệ. Một điều đáng
chú ý là các bộ điều khiển được điều chỉnh về tân số sóng. Trương hợp 6 cho thấy sự
giảm biên độ tốt nhất và độ lệch của bộ điều khiển có thể đạt được nên kết quả được
thu trong hình 20.
Trang 41
Hình 20: Phản ứng của hệ không lắp bộ điều khiển và hệ lắp nhiều bộ điều khiển trong
thân móng nổi
Trang 42
KẾT LUẬN
Dựa trên các nghiên cứu về điều khiển dao động của thân móng trụ nổi và hộp
máy của tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng trụ đứng, phản ứng của tua bin được
đánh giá, tổng hợp trong nghiên cứu này. Tua bin điện gió nổi dạng trụ nổi được mô
hình theo thơi gian là một hệ nhiều bậc tự do xem xét đến tải yếu tố khí động học của
cánh quạt, sự biến thiên khối lượng và độ cứng theo đơn vị dài của cánh quạt, trọng
lực của công trình, sự tương tác giữa cánh quạt, hộp máy, thân móng nổi, hệ thống neo
và các bộ điều khiển dao động, ảnh hương của tải trọng thủy động, mô men và lực đẩy
nổi. Trạng thái mặt biển random được xem là cộng tác dụng của nhiều trương hợp
sóng tuyến tính tiếng lẻ. Thuật toán mô phỏng điều khiển tua bin được thiết lập khi lắp
đặt 02 bộ điều khiển tại hộp máy và thân trụ.
Trong ví dụ mô phỏng, tua bin điện gió 5MW dạng trụ nổi lắp đặt các bộ điều
khiển dao động, hiệu quả điều khiển và tính khả thi trong lắp đặt được kiểm nghiệm.
Đối với hệ sử dụng một bộ điều khiển, khi thiết lập tân số tại tân số đỉnh sóng, hiệu
quả điều khiển dao động thể hiện kết quả tích cực rõ rệt đặc biệt là đối với chuyển vị
xoay của hộp máy và chuyển vị lật của thân móng nổi so với các tân số điều khiển
khác. Khi sử dụng một bộ điều khiển dao động:
- Thận trọng khi lựa chọn 0.03sd hoặc lớn hơn dẫn đến thân móng nổi ngập
nhiều hơn do trọng lượng của bộ điều khiển.
- Bộ điều khiển dao động theo phương ngang hiệu quả hơn đối với chuyển vị
xoay của hộp máy và chuyển vị lật của thân móng hơn là đối với chuyển vị
xoay của thân.
- Lực kéo ngang ban đâu trong dây cáp neo dẫn đến tân số dao động xoay lớn
hơn và ít cộng hương với các thành phân tải trọng sóng, điều này là yếu tố giúp
cải thiện hiệu quả điều khiển dao động cho tua bin.
- Lắp bộ điều khiển dao động trong thân móng trụ nổi ít hiệu quả hơn khi lắp tại
các vị trí thấp hơn. Vị trí lắp đặt bộ điều khiển dao động hiệu quả và khả thi là
tại mặt thoáng.
Trang 43
- Hiệu quả giảm dao động xoay của hộp máy khi lắp bộ điều khiển trong thân
móng trụ nổi cao hơn nhiều so với lắp bộ điều khiển dao động trong hộp máy.
- Đặc trưng về chuyển vị theo phương đứng của tua bin móng trụ nổi được duy
trì khi lắp đặt các bộ điều khiển dao động.
Khi sử dụng nhiều bộ điều khiển dao động:
- Độ lệch của bộ điều khiển khi lắp trong hộp máy giảm đáng kể khi tỉ số khối
lượng của bộ điều khiển và khối lượng của toàn hệ tăng lên, nhưng giá trị độ
lệch này tương đối lớn. Do đó, việc lắp đặt nhiều bộ điều khiển dao động trong
hộp máy không những không hiệu quả mà còn không khả thi.
- Khi các bộ điều khiển dao động trong thân móng trụ nổi cài đặt tân số bằng tân
số của dao động xoay, hiệu quả điều khiển giảm và độ lệch trong bộ điều khiển
lớn.
- Nếu mỗi bộ điều khiển trong thận trụ nổi cài đặt tân số bằng tân số sóng, hiệu
quả điều khiển tốt hơn và thạm chí là tốt hơn cả trương hợp khi lắp đặt đồng
thơi các bộ điều khiển trong thân trụ nổi và trong hộp máy. Khi đó, hệ có nhiều
bộ điều khiển tự động hơn và hiệu quả trong các trương hợp điều kiện không
xác định trước.
- Hiệu quả điều khiển không cải thiện đáng kể khi sử dụng nhiều hơn 2 bộ điều
khiển dao động.
Công thức và kết quả của các nghiên cứu ban đâu được giới thiệu trong nghiên
cứu này là nền tảng cho việc ứng dụng phương pháp điều khiển dao động như bán
tự động hay điều khiển tự động trong nghiên cứu tiếp theo của tác giả.
Trang 44
TÀI LIỆU THAM KHẢO
1. Skaare B, Hanson TD, Niesel SRK. Active tuned mass dampers for control of
inplane vibration of wind turbine blades. Structural control and Health monitoring
2013; 20(12):1377-1396. DOI:10.1002/stc.1524.
2. Lackner MA. Controlling platform motions and reducing blade loads for floating
offshore wind turbine. Wind Engineering 2009;33(6):541-553
3. Namik H, Stol K. Individual blade pitch control of foating wind turbine. Wind
energy 2011b; 14(3):373-388. DOI:10.1002/we.426
4. Lackner MA, Rotea MA. Structural control of floating wind turbine. Mechatronic
2011; 21:704-719. DOI10.1016/j.mechatronics.2010.11.007.
5. Lackner MA, Rotea MA. Passive structural control of offshore wind turbine. Wind
energy 2011b; 14(3)373-388.DOI.10.1002/we.426
6. Karimirad M, Moan T. wave- and wind-induced dynamic response of catenary
moored spar wind turbine. Journal of waterway, Port, Coastal and Ocean Engineering
( ASCE) 2012; 138(1):9-20. DOI:10.1061/(ASCE)WW.1943-5460.0000087.
7. Rijkema D., and Vaz G., Viscous flow computations on propulsors: verification,
validation and scale effects. RINA 2011.
8. Otto W., Rijkema D., Vaz G., Viscous flow calculation on an axial marine current
turbine. OMAE conference, Rio de Janeiro, 2012.
9. Robertson A, N, , et al. Summary of conclusions and recommendations srawn from
the DeepCwind scaled floating offshore wind system test campaign, Proc. 32nd
ASME
International Conference on Offshore Mechanics and Arctic Engineerning, Nantes,
France.
10. Klaij C.M., Vuik C.-SIMPLE-type preconditioners for cell-centered, collocated
finite volume discretization of incompressible Reynolds-averaged Navier-Stokes
equations-International Journal for Numerical Methods in Fluids 71(7):830-849,2013.
11. Nagarajaiah S. Sonmez E. Structures with semiactive variable stiffness
single/multiple tuned mass dampers, Journal of Structural Enfineering, ASCE 2007;
133(1).67-77. DOI:10.1061/(ASCE)0733-9445(2007)133:1(67)
12. Karimirad M, Moan T. Wave- and wind-induced dynamic response of catenary
moored spar wind turbine. Journal of Waterway, Port, Coastal and Ocean Engineering
(ASCE) 2012;138(1):9-20. DOI:10.1061/(ASCE)WW.1943-5460.0000087
13. Jonkman JM. Dynamic modeling and loads analysis of an offshore floating wind
turbine, Technical Report NREL/TP-500-41958, 2007, NREL, Golden, Co.
14. Faltinsen OM. Sea loads on Ships and Offshore Structures. Cambridge University
Press: Cambridge, UK, 1990
15. Waris MB, Ishihara T. Dynamic response analysis of floating offshore wind
turbine with different type of heave plates and mooring systems by using a fully
nonlinear model. Coupled Systems Mechanis 2012;1(3):247-268
16. IEC 61400-3, Wind Turbine-Part 3: Design requirement for Offshore Wind
Turbine, International Electrotechnical Commisson (IEC), 2006
Trang 45
17. Van-Nguyen Dinh, Biswajit Basu. Passive control of floating offshore wind
turbine nacelle and spar vibration by multiple tuned mass dampers.Structural control
and Health monitoring (2014). DOI:10.1002/stc.1666
18. Jonkman JM. Definition of the floating system for phase IV of OC3, Technical
Report NREL/TP-500-47535, 2010, NREL, Golden, Co. USA
19. Dinh VN, Basu B, Niesel SRK. Impact of spar-nacelle-blade coupling on the
edgewise response of floating offshore wind turbine, Coupled systems mechanics
2013; 2(3). DOI:10.12989/csm.2013.2.3.231
20, Staino B, Basu B, Niesel SRK. Actuator control of edgewise vibration in wind
turbine blades. Jounal of sound and vibration 2012; 331:1233-1256.
DOI:10.1016/j.jsv.2011.11.003
21. Basu B, Staino A, Dinh VN. Vibration of wind turbine under seismic excitation.
Proceeding of the Fifth Asian-Pacific Symposium on Structural Reliability and its
Application, Singapore, 2012;439-444. DOI:10.3850/978-07-2219-7-P403
22. Karimirad M, Moan T. Extreme dynamic structural response analysis of catenary
moored spar wind turbine in harsh environmental conditions. Journal of Offshore wind
Mechanic and Artic Engineering (ASME) 2011; 133:041103-1-14.
DOI:10.1115/1.4003393
Trang 46
PHỤ LỤC
Recommended