›

Đề tài nghiên cứu khoa học Nghiên cứu phương pháp mô phỏng và đánh giá dao động của tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng trụ neo

pdf 53 trang thiennha21 12/04/2022 7300
Download
Bạn đang xem 20 trang mẫu của tài liệu "Đề tài nghiên cứu khoa học Nghiên cứu phương pháp mô phỏng và đánh giá dao động của tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng trụ neo", để tải tài liệu gốc về máy bạn click vào nút DOWNLOAD ở trên

Tài liệu đính kèm:

  • pdfde_tai_nghien_cuu_khoa_hoc_nghien_cuu_phuong_phap_mo_phong_v.pdf

Nội dung text: Đề tài nghiên cứu khoa học Nghiên cứu phương pháp mô phỏng và đánh giá dao động của tua bin điện gió nổi ngoài khơi dạng trụ neo

  1. 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
  2. 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
  3. 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
  4. 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 trường hợp tần số cài đặt sẵn 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
  5. 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 trường 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 trường 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 hưởng của vị trí lắp đặt bộ điều khiển theo phương đứng lên phản ứng của hệ 35
  6. Hình 16: Ảnh hưởng 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 hưởng 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
  7. DANH SÁCH THUẬT NGỮ, CHỮ VIẾT TẮT Chữ viết tắt Trang Chữ viết tắt, chữ đầy đủ, nghĩa, chữ của từ
  8. 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 (dầu 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 cầu, nhưng nhu cầu về năng lượng lại ngày càng tăng nhanh. Trong khi đó, các nguồn năng lượng hóa thạch đang cạn dần và có tác động mạnh đến môi trường, 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 ở các nước tiên tiến hiện nay đang chuyển dần sang các nguồn tái tạo và sạch như mặt trời, gió, khí sinh học, sóng và thủy triều. Trong đó, khai thác điện từ gió và mặt trời là các công nghệ năng lượng tái tạo phát triển nhanh nhất.Khai thác năng lượng từ gió dường như là khả thi và đáng tin cậy nhất ở nhiều nước với tỷ lệ phát triển hàng năm khoảng 25-30%.Công nghiệp điện gió với tốc độ đầu tư và phát triển công nghệ có thể cung cấp tới 12% nhu cầu về điện của toàn cầu 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 bờ đã gần tới mức giới hạn về mật độ. Đồng thời, các tua-bin gió trên bờ có một số tác động xấu tới môi trường như cản trở tầm nhìn và gây tiếng ồn với tần 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 hưởng tới tầm nhìn và tiếng ồn đồng thời 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 bờ.Phần kết cấu móng, lắp dựng và kết nối lưới điện chiếm phần 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 ở vị trí trên bờ 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 ở ngoài khơi là định hướng chiến lược của Trang 1
  9. công nghiệp sản xuất điện từ gió. Dựa vào số liệu của 8000 vị trí với vận tốc gió ở độ cao 80 m, một bộ bản đồ gió toàn cầu 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 thời, bộ bản đồ cũng xác định được nhiều vùng biển sâu gần bờ có có tiềm năng lớn về điện gió như Mỹ, bờ 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 bởi 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 bờ thường 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 ở đáy biển thường tăng theo độ sâu của nước, vì thế các loại chân đế này thường không kinh tế ở các vùng biển sâu hơn. Bởi vậy, với các vùng biển xa bờ 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 hưởng nhiều công nghệ từ công nghiệp dầu khí ngoài khơi.Để giảm thiểu dao động dịch chuyển, các chân đế nổi thường 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 gần 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 ở 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 trường, 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 thời 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 2
  10. 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 - Đối tượng nghiên cứu: 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. - Phạm vi nghiên cứu: 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 cường 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 trường nước sâu. - Đối với việc hình thành các chủ trương và chính sách nhà nước: Nghiên cứu góp phần tăng cường 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 trường biển nước sâu. - Tri thức sẽ rút ra được từ công trình nghiên cứu: Trang 3
  11. 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 hưởng đến xác định phản ứng của toàn bộ hệ dao động. Trang 4
  12. 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 dần 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 phần riêng biệt, bộ điều khiển dao động một bậc tự do được kết hợp vào phiên bản điều chỉnh lại trong phần 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 phần 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 5
  13. 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 cần 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 thời 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 nhờ ballat bằng cách hạ khối tâm xuống dưới tâm nổi (ballat là vật liệu có trọng lượng riêng lớn đặt tại phần đáy trụ). Chân đế neo đứng ổn định nhờ cân bằng của các dây neo căng chịu kéo và lực đẩy nổi dư tác dụng lên chân đế. Chân đế sà lan thường được neo bằng dây neo dạng võng và ổn định nhờ 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 trường như vận tốc gió, sóng biển và thủy triều, khoảng cách tới bờ, và các đặc tính của đáy biển, như mô tả ở Hình 1. Một tổ hợp tua-bin nổi thường 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 ở 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 6
  14. 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 thời 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 tần số dao động và hệ số làm việc của kết cấu để xác định ảnh hưởng của hệ thống neo khi chịu ảnh hưởng của thân trụ bao gồm kiểm tra lực dọc trong dây neo, nghiên cứu ảnh hưởng 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 bởi Offshore Code Comparison Collaboration (OC3).Kết cấu OC3-Hywind có chiều sâu ngập nước lớn, tiết diện trụ trong môi trường coi là nhỏ với 3 dây neo. Trang 7
  15. 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 4,229,000,000kg*m2 vuông góc phương sóng tới, tại mặt thoáng Trang 8
  16. Mô men quán tính trong mặt phẳng 4,229,000,000kg*m2 phương sóng tới, tại mặt thoáng Mô men quán tính trong mặt phẳng mặt 164,200,000kg*m2 biển, tại mặt thoáng Dây neo 3 Chiều sâu đến điểm buộc neo vào thân 5.2m, 853.9m móng nổi, neo Bán kính đến điểm nối, neo 70m, 320m Chiều dài dây neo không căng 902.2m Đường 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 9
  17. 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, đường kính trục 126m, 3m Chiều cao phòng máy 90m Vận tốc gió quay, vận tốc gió phát điện, 3m/s, 11.4m/s, 25m/s vận tốc gió ngừng quay Trang 10
  18. Vận tốc quay rotor, vận tốc quay phát 6.9 vòng/phút; 12.1 vòng/phút điện 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 thời 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 thời. 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 trường đại học Maine. Phòng thí nghiệm trường đại học Maine thiết kế cánh quạt rotorcho mô hình thực nghiệm sử dụng trong phòng thí nghiệm. Thiết kế dựa trên tua bin ba cánh quạt được thiết kế bởi H. R. Martin, trường 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 TPR C C TSR TP11 UAUA23U 22 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 11
  19. 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 phần mềm PROPID, được thiết kế bởi đại học Illinois, PROPID ứng dụng lý thuyết phần 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 trường hợp tải trọng gió điển hình. Do đó việc áp dụng thiết kế gió rối cho trường 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 trường hợp tỉ số r/R=0.7 MARIN thiết kế cánh rotor sử dụng phần mềm Drela AG04 mặt cắt có hệ số Reynolds thấp là điểm đầu. Chiều dày của cánh và mép của mặt cắt tăng lên để đạt yêu cầu 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 bởi 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 phần mềm BEMTtương đối chính xác mô phỏng sự Trang 12
  20. thay đổi hệ số CT, điều này phù hợp với giả thiếtban đầu. Sự thay đổi của hệ số CP không tương đồng với công trình thực đúng như dự đoán ban đầu. 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 phần 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 thời gian và chi phí, điều đó được tính toán và phân tích thiết kế của cánh với phần mềm mô phỏng CFD trước khi sản xuất thực tế. ReFRESCO là một phần trong phần mềm tính toán động lực học chất lỏng dùng để tính toán các trường hợp dòng chảy sử dụng công thức RANS có bổ sung mô hình chảy nhiễu và các mô hình khác trong các trường hợp khác nhau. ReFRESCO được sử dụng trong nhiều trường hợp, trong nghiên cứu này có thể hiện trường 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 phần bên trong và phần bên ngoài của luồng gió, biên áp suất này thể hiện vùng áp suất không đổi. Phần Trang 13
  21. biên áp suất này được thiết lập xa tua bin để tránh ảnh hưởng 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 phần 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 phần 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 14
  22. 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 phần 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 15
  23. 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 70m buộc neo Bán kính từ neo đến tâm móng 853.87m Khoảng cách theo phương đứng từ vị 250m trí buộc neo đến đáy biển Bán kính từ vị trí buộc neo đến tâm 5.2m móng Chiều dài dây neo không căng 902.2m Đường 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 đầu 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 : V ls (9) 0 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 : (l2 D2 ) H s (10) 2D Chiều dài dây neo khi xét trên phương ngang: H x (11)  Khoảng cách theo phương ngang từ móng neo đến vị trí buộc neo vào thân trụ nổi : xA = l – ls + x (12) Trang 16
  24. Sử dụng các thông số đầu vào trên vào phần mềm tính toán STATMOOR (Mavrakos 1992) phân tích dây neo theo điều kiện cân bằng của 1 dây riêng lẻ và thành phần H theo phương đứng, góc nghiêng thời 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. Trường 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 trường hợp tải trọng ngang khác nhau tại vị trí buộc neo vào thân trụ nổi. Trang 17
  25. 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 Phần 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. Đường kính thân phần 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 18
  26. Oyz: Hệ trục tổng thể, gốc 0 tại mặt thoáng uvGGG,, : 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: Đường kính của móng nổi phía trên côn thu tiết diện D1: Đường 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 thời 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 dầm 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 19
  27. 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 thời gian “t” 2 i( t )  1( t ) (i 1) ,  1( t )  t , i 1,2,3 3 (13) Coi tháp trụ là hệ một bậc tự do có độ cứng tổng thể kt . 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: vnac v h(1 cos ) v G a G G (14) Chuyển vị ngang tuyệt đối của hộp máy được tính xấp xỉ là: unac u u h nac G a G (15) Trong đó, ha là khoảng cách theo phương đứng giữa đỉnh tháp và trọng tâm hệ, ha h t h G Vec tơ chuyển vị tổng thể của hệ không điều khiển là: q( t ) ( q 1 q 2 q 3 q 4 u v )T GGG (16) Trong đó, chuyển vị qi ( t ), i 1,2,3 là chuyển vị mũi của cánh quạt thứ i. Chuyển vị q4 ()() t unac t thể hiện quan hệ của chuyển vị xoay của hộp máy do chuyển vị xoay của Trang 20
  28. 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 uii(,)()() r t 1 r q t Vec tơ vận tốc tại điểm bất kỳ a cách r của cánh I tại thời gian t là: ^ . ^ vrtbi( , ) unac sin i v nac cos  i  urtiu i ( , ) nac cos  i v nac sin  i urtQrj i ( , ) (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 R . 122 1 1 1 T  ()(,)()() rvrtdrMuv nac nac Muv G G l 2 bi 2 nac 2 s 2 s G i 1 0 (18) Tổng thế năng của hệ: 3 2 12 1 1 2 1 2 1 2 V  KKe w cos igi Kqku tnac kukvk sHG sVG sG 2i 1 2 2 2 2 (19) 2 Trong đó, Ke là độ cứng tổng thể của cánh, Kmeb  2 ,b là tần số dao động của cánh, m2 là khối lượng của cánh. Đại lượng Kw là độ cứng khi không chịu ảnh hưởng RR 2 của trọng lực, K g()  d   ' dr . Đại lượng KK 2 là độ cứng hình học w 1 gg,0 0 r RR 2 do lực ly tâm lên cánh, K ()   d   ' dr g,0 1 0 r Thay động năng và thế năng của hệ vào công thức Euler-Lagrange để xây dựng phương trình chuyển dao động của hệ d  T  T  V Q dt .  q q ext  q (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 đầu chỉ ra dao động của hộp máy, dao động thân móng nổi, chuyển vị xoay có biên độ rộng và biên độ tần số hẹp. Để giảm các dao động này, hai Trang 21
  29. bộ điều khiển dao động được lắp ở 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 ( mnd1 m ndN m nd ), có cùng hệ số lực cản (nd1  ndN  nd ) nhưng có độ cứng khác nhau ( kndj , j 1,2, 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: N m  ndj Nxm   j nd 0.005 0.03; nd ndMMN ndj rotor rotor (21) Bộ điều khiển trong thân trụ nổi được đặt vào cùng một cao độ hay có cao độ khác nhau zdk, ; k 1,2, , S và có cùng khối lượng ( ) , cùng hệ số lực cản ( ) nhưng có độ cứng khác nhau ( ksdk ). Tỉ số khối lượng của toàn bộ các bộ điều khiển dao động và bộ điều khiển dao động thứ k là: S m  sdk Sxm   k Sd 0.05 0.03; sd sdMMS sdk all all (22) 2.2.2. Mô phỏng hệ tua bin điện gió nổi dạng trụ có nhiều bộ điều khiển dao động Vec tơ tọa độ tổng thể của hệ có điều khiển: Trang 22
  30. qtqqquuv( ) ( 1 2 3 u uu u )T nac G G G nd11 ndN sd sdS (23) Trong đó, 7 chuyển vị đầu tiên giống như trong hệ không lắp bộ điều khiển.Đại lượng undj ( j 1,2, , N ) là chuyển vị tuyệt đối của bộ điều khiển thứ j trong hộp máy.Đại lượng usdk ( k 1,2, , 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 zdk, là: u u()() z u z h sk s d,, k G d k G G (24) Động năng hệ khi kể đến vận tốc và khối lượng của bộ điều khiển dao động: 11NS 22 TTMDs  m nd undj m sd u sdk 22jk 11 (25) Thế năng hệ khi kể đến chuyển vị và động cứng của bộ điều khiển dao động: NS 1122 VTMDs  k ndj()() u ndj unac k sdk u sdk u sk 22jk 11 (26) Thay usk vào thế năng hệ NS 1122 VTMDs  k ndj()[()] u ndj unac k sdk u sdk u G z d, k h G G 22jk 11 (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 Wwind  Q i( 1  q i  unac cos  i  v nac sin  i ) i 1 (28) 3 Trong đó, Q p(,) r t là tải trọng gió tác dụng lên cánh thứ i theo phương ii i 1 vuông góc với trục dọc theo cánh và pi ( r , t )( i 1,2,3) là giá trị tải tọng gió biến thiên Trang 23
  31. 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 R W gr ( )sin drqu ( nac cos v nac sin ) MgvMgv  nac  g i1 i i i nac s G i 1 0 (29) Vec tơ tải trọng gió wind Q()() t Qwind Q wind Q wind Q wind Q wind Q h Q wind T wind b,1 b ,2 b ,3 b , couple b , coupleb, couple G b , couple (30) Tải trọng gió toàn phần tác dụng lên cánh quạt thứ j, tải trọng gió toàn phần do dao động cánh quạt và chuyển vị xoay của tháp trụ và thân móng nổi, tải trọng gió toàn phần do dao động cánh quạt và dao động thẳng đứng: R Qwind p( r , t ) dr , i 1,2,3 b,1 i 0 i (31) 3 R Qwind p( r , t ) dr cos b, couple 0 i i i 1 (32) 3 wind R Q p( r , t ) dr sin b, couple  0 ii i 1 (33) Trong đó cường độ gió dọc chiều dài cánh đến mũi, pi ( x , t )( i 1,2,3) được tính toán theo lý thuyết phần tử cánh (BEM). Công ảo do trọng lực khi xét đến tọa độ tổng thể, vec tơ tải trọng trọng lực: Q( t ) ( Q Q Q 0 0 Q 0)T g g1 g 2 g 3 g , vG (34) Trong đó vec tơ trọng lực toàn phần tác dụng lên cánh thứ i và lên thân móng nổi là Q gmsin , i 1,2,3 gi1 i (35) 3 Q g( r ) dr sin2 M M g,0 vG  i s i 1 (36) Trang 24
  32. 2.3.2. Tải trọng thủy tĩnh Chiều sâu từ đỉnh phần 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. 1 M all h0 V 2 V 3 Ap s0w (37) Trong đó M all là toàn bộ khối lượng của hệ tua bin, móng nổi và cáp neo trong nước. 2 Công thức ADs00 /4 là tiết diện tua bin tại mặt nước, VV23, là khối lượng nước bị phần 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 và h0 cần phải tính toán lại.Các chiều cao hd,, h F h G cần phải tính toán lại từ 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 V h V h V h BG zdV 1 1 2 2 3 3 VVVV Vs s 1 2 3 (38) Trong đó, V1 là khối lượng nước bị phần móng nổi ngập nước phía trên tiết diện côn thu và VVVVs 1 2 3 . Giá trị h1,, h 2 h 3 là khoảng cách theo phương đứng từ trọng tâm G đến trọng tâm của VVV1,, 2 3 . Tâm đẩy nổi của thân móng nổi B thường cao hơn trọng tâm , khoảng cách từ mặt thoáng đến tâm đẩy nổi h h BC BG (39) Cường độ lực đẩy nổi tác dụng lên thân móng nổi F gV buoyw s (40) Hệ số đẩy nổi theo phương đứng Kres gA V w s0 (41) Hệ số đẩy nổi do chuyển vị xoay Trang 25
  33. 2 res D0 K hB h G V s w g 64 (42) 2.3.3. Tải trọng thủy động lực Ảnh hưởng 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 hưởng của thủy động lực lên thân trụ trong công thức Morison bao gồm (i) ảnh hưởng của khối lượng gia tăng do gia tốc thân móng nổi us ; (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 phần tử . với chiều cao hd chia ra Nz phân tố có chiều cao zi . Giả sử vận tốc xoay G , vận tốc thân móng nổi trong phương ngang và phương đứng tại độ sâu z là usG()() z u z h G G (43) vsG() 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 aayy0 y a Mas 00 zz aa0 y (45) Trong đó ayy là hệ số khối lượng trong dao động quay do gia tốc xoay uaG , y 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 . Nz a C D2 () z yy M w i zi 4 i 1 (46) Nz a a C D2 ( z )( z h ) y y M w i i G zi 4 i 1 (47) Trang 26
  34. Nz a C D22( z )( z h ) M w i i G zi 4 i 1 (48) Trong đó, CM là hệ số khối lượng, CM 1.0 cho trụ tròn [14] và Dz()i đường kính thân tại độ sâu zi . Phần 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 D1 azz w 12 (49) Khi sóng được xem xét, lực quán tính liên quan đến gia tốc dòng chảy mà lớn hơn tại chiều sâu gần với mặt thoáng.Giả thiết đường kính thân trụ nổi D1 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 cần được đánh giá thông qua hình dạng của thân móng nổi Nz f 2 Fy( t ) ( C M 1) w  D ( z i ) z i uf ( z i , t ) 4 i 1 (50) Lực quán tính theo phương đứng do gia tốc thẳng đứng vf (,) z hd t của dòng chảy tại đáy thân móng nổi có thể được thể hiện là f F( t ) ( C 1) A vf ( z h , t ) z Mw1 s d (51) Trong đó, uf (,) z zi t là gia tốc chuyển động theo phương ngang của dòng chảy tại độ D2 sâu z và A 1 . Lực quán tính của chất lỏng trong công thức trên bằng 0 trong i s1 4 trường 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 thời lực cản này tồn tại không liên quan đến sóng. Tổng lực cản tác dụng: Nz n Df1 y Fy C D w  Dzqztuztu() isf (,)[(,) if i g g ( zh i G ]z i 2 i 1 (52) Trang 27
  35. y y Trong đó, CD là hệ lực cản nhớt thủy động lực của bề mặt thân trụ nổi, CD 0.06 với . n cấu kiện hình trụ [15]. Thừa số qsf (,) zi t là biên độ của vec tơ vận tốc tại zi được tính từ các thành phần uvGG,, G của vận tốc thân trụ nổi và dòng chảy ngang và vận tốc . . dao động theo phương đứng uf (,) zi t và vf (zti , ) là 22 n qzt(,)(,)()(,) uztuf G zh vztv f G sf iG G (53) Tổng lực cản theo phương đứng đến đáy thân trụ nổi do vận tốc dao động thẳng đứng được thể hiện n Df1 z Fy C D w1 A s qsf ( z i , t ) [vf ( h d , t ) vg 2 (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 . drag Mtqt()()(()()()()()() Ct C tqt Ktqt Qt (55) Trong đó, a moor res Mt()();()();()(); Mt MCt Ct C Kt Kt K (56) QtQtQ() () () tQ QtQt () (); g wind buoy drag f (57) 00 Ma R7 x 7; K res diag (0 K res K res ) R 7 x 7 0 M a V s (58) Cmoor là ma trận lực cản của hệ dây neo, và ma trận lực cản Ctdrag ()được xác định từ lực cản là 0 0 0 0 drag drag 0Cuu ( t ) 0 C u ( t ) Cdrag() t GG R77 x 0 0Ctdrag ( ) 0 G 0 0 0 0 (59) Trang 28
  36. Nz . n drag1 y Cuug()()(,) t C D w D z i z i qsf z i t 2 i 1 (60) Nz . n drag1 y Ctu g( ) C D w Dzzhzqzt ( i )( i G ) isf ( i , ) 2 i 1 (61) 1 . n Cdrag()(,) t C z A q h t vvG D w s1 sf d 2 (62) Vec tơ lực cản là Q( t ) (0 0 0 0 FDDT F 0) drag y z (63) Thành phần lực cản theo phương ngang và phương đứng là Nz n Dy1 Fy C D w Dzzqztuzt()(,)(,) i isf if i 2 i 1 (64) n Dy1 Fz C D w A s1 qsf (,)(,) h d t vf h d t 2 (65) Vec tơ lực quán tính do gia tốc dòng chảy Q( t ) (0 0 0 0 Ff F f 0) T f y z (66) . Với X12 q( t ); X q ( t ) , phương trình dao động hệ .  00I X 1 7x 7 7 x 7 X 7 x 7 077x 1 .  1 1drag  1  M K M( C ( t ) C ( t )) X 2 M Qt() X 2   (67) 2.5. Phương trình sóng Trạng thái sóng của biển là bất kỳ. Trạng thái biểu được mô tả bởi két hợp nhiều mô hình sóng tuyến tính có chiều cao khác nhau, tần số khác nhau và phương sóng tới khác nhau. Cao độ mặt biển  được thể hiện Nw (y , t )  Aj sin(  j t k j y  j ) j 1 (68) Trang 29
  37. Trong đó : Aj : biên độ sóng ; ωj : tần 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 trường 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 . N coshkj ( z H ) uf ( y , z , t )  A sin ( y , t )  j jsin kH j j 1 j (69) . N sinhkj ( z H ) vf( y , z , t )  j A j sin j ( y , t ) j 1 sin kHj N 2 coshkj ( z H ) uf( y , z , t )  j A j sin j ( y , t ) j 1 sin kHj N 2 sinhkj ( z H ) vf( y , z , t )  j A j sin j ( y , t ) j 1 sin kHj Biên độ sóng Aj có thể xác định theo phổ sóng S  AS 2 ( ) jj (70) Trong đó,  là hằng số chênh lệch giữa các tần 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 trường hợp sóng trong nghiên cứu [17]. 1 52 5 5 4 S( ) Hsw T pw c exp( c ) 2 16 4 (71) Trang 30
  38. 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 lần lượt là 17.74T, 56.78T, 240T, 249.718T.Tần số dao đông của cánh quạt là 6.81rad/s và tần 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. Cường 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 thời gian thực hiện mô phỏng, khoảng thời gian và khoảng tần số lần 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 31
  39. 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 kỹ thuật 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 đầu To, tần 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 tần số có thể điều chỉnh được, vị trí theo phương đứng của thân trụ và tần 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 tần 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 32
  40. 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 dạng 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 tần số điều chỉnh ω và lực kéo ban đầu T0 đều Trang 33
  41. cho thấy hệ có lắp đặt bộ điều khiển dao động hiệu quả hơn rõ rệt trong trường 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 vịRMS của hệ khi lắp bộ điều khiển trong thân móng nổi Bảng 6:Chuyển vị cực đại của hệ khi lắp bộ điều khiển trong thân móng nổi Nếu bộ điều khiển được điều chỉnh lên tần số bằng tần 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 7 hộp máy và chuyển vị lật của móng trụ nổi. Lực căng do cáp neo T0 = 10 N gây ra tần số dao động xoay cao hơn và ít chịu ảnh hưởng 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 hưởng của vị trí bộ điều kiển theo phương đứng trong điều 7 kiện ωs = ωpω = 0,5967 rad/s và T0 = 10 N. Biên độ RMS giảm ít hơn khi vị trí bộ điều khiển lắp đặt thấp hơn. Biên độ dao động cực đại gần 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 zd 0 là vị trí tối ưu. Trang 34
  42. Hình 15: Ảnh hưởng của vị trí lắp đặt bộ điều khiển theo phương đứng lên phản ứng của hệ Hình 15 thể hiện ảnh hưởng của tỉ số khổi lượng của bộ điều khiển dao động 7 trong hệ bị điều khiển trong điều kiện ωs = 0,5967 rad/s và T0 = 10 N. 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 trường 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 hưởng của tỉ 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 35
  43. 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 36
  44. 3.2.2. Tua bin dạng trụ có bộ điều khiển dao động trong hộp máy và trong móng nổi có ωn biến thiên 5 Trong trường hợp T0 = 10 N, μnd = 3%, μsd = 3%, Zd = 0m, tần số điều chỉnh của bộ điều khiển dao động trong móng trụ nổi ωs = ωpω = 0,5969 rad/s và tần 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 tần 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 tần 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 tần số 0,377 rad/s và tại tần số này, phản ứng dao động giảm và bộ điều khiển có độ lệch nhỏ hơn 1,994m. Khoảng thời 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 37
  45. 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 dạng trụ neo có nhiều bộ điều khiển trong móng nổi và/hoặc trong hộp máy với các giá trị ωnj, ωnk thay đổi Sáu trường hợp tần 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 trường hợp tần số cài đặt sẵn 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 = 7 10 N, μnd = μsd = 0,03 và Zd1 = = Zds = 0 trong bảng 8. Trang 38
  46. 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 Trường hợp 1 và trường 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 hưởng 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 tần 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 hưởng của tỉ số khối lượng lên hiệu quả của hệ điều khiển Trường 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 trường hợp 3, các bộ điều khiển trong thân móng nổi điều chỉnh tần số của chuyển vị xoay thân móng nổi ngoại trừ trường hợp tần số nhỏ nhất. Tuy nhiên, trường hợp này cho thấy biên độ phản ứng giảm ít và độ Trang 39
  47. lệch trong bộ điều khiển dao động tương đối lớn. Trường hợp 4 – 6, số lượng bộ điều khiển dao động thay đổi và tần số của bộ điều khiển điều chỉnh đến tần số sóng 059696 rad/s. Phản ứng của hệ giảm rõ rệt và thậm chí còn tốt hơn trường 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 hưởng đến giảm phản ứng hệ. Một điều đáng chú ý là các bộ điều khiển được điều chỉnh về tần số sóng. Trưởng 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 40
  48. Hình 20: Phản ứng của hệ không lắp bộ điều khiển và hệ lắp nhiều bộ điều khiển trong thân móng nổi Trang 41
  49. 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 thời 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 hưởng của tải trọng thủy động, mô men và lực đẩy nổi. Trạng thái mặt biển random được xem là cộng tác dụng của nhiều trường 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 tần số tại tần 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 tần số điều khiển khác. Khi sử dụng một bộ điều khiển dao động: - Thận trọng khi lựa chọn sd 0.03 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 đầu trong dây cáp neo dẫn đến tần số dao động xoay lớn hơn và ít cộng hưởng với các thành phần 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 42
  50. - 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 tần số bằng tần 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 tần số bằng tần số sóng, hiệu quả điều khiển tốt hơn và thạm chí là tốt hơn cả trường hợp khi lắp đặt đồng thời 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 trường 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 đầu 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 43
  51. 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 44
  52. 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 45
  53. PHỤ LỤC Trang 46