ĐỀ TÀI NCKH CẤP TRƯỜ - TRƯỜNG ĐẠI HỌC ...

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

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

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,

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:

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.

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

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

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.

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

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

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

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.

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

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

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.

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.

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)

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.

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

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.

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

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

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:

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

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)

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

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)

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)

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)

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)

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)

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

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

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

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.

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.

Hình 17: Đánh giá phản ứng của hệ không lắp bộ điều khiển dao động và hệ có lắp bộ

điều khiển dao động

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.

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.

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

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.

Hình 20: Phản ứng của hệ không lắp bộ điều khiển và hệ lắp nhiều bộ điều khiển trong

thân móng nổi

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.

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.

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

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

PHỤ LỤC

ĐỀ TÀI NCKH CẤP TRƯỜ - TRƯỜNG ĐẠI HỌC ...

Documents

Transcript of ĐỀ TÀI NCKH CẤP TRƯỜ - TRƯỜNG ĐẠI HỌC ...