NGHIÊN CỨU GIẢM HỒ QUANG THỨ CẤP CỦA ĐƯỜNG DÂY MẠCH KÉP PLEIKU – CẦU BÔNG

NGHIÊN CỨU GIẢM HỒ QUANG THỨ CẤP CỦA ĐƯỜNG DÂY MẠCH KÉP PLEIKU – CẦU BÔNG

Lời nói đầu

Đà Nẵng được tăng kỳ xuất bản từ 03 tháng/kỳ lên thành 02 tháng/kỳ

Ngày 6 tháng 2 năm 2007, Trung tâm Thông tin Khoa học và Công nghệ Quốc gia thuộc Bộ Khoa học và Công nghệ đã có Công văn số 44/TTKHCN-ISSN đồng ý cấp mã chuẩn quốc tế: ISSN 1859-1531 cho Tạp chí “Khoa học và Công nghệ”, Đại học Đà Nẵng

Ngày 5 tháng 3 năm 2008, Cục Báo chí, Bộ Thông tin và Truyền thông đã có Công văn số 210/CBC cho phép Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học

Đà Nẵng, ngoài ngôn ngữ được thể hiện là tiếng Việt, được bổ sung thêm ngôn ngữ thể hiện bằng tiếng Anh và tiếng Pháp

Ngày 15 tháng 9 năm 2011, Bộ Thông tin và Truyền thông đã có Quyết định

số 1487/GP-BTTTT cấp Giấy phép sửa đổi, bổ sung cho phép Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng được tăng kỳ hạn xuất bản từ 02 tháng/kỳ lên

01 tháng/kỳ và tăng số trang từ 80 trang lên 150 trang

Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng ra đời với mục đích:

 Công bố, giới thiệu các công trình nghiên cứu khoa học trong lĩnh vực giảng dạy và đào tạo;

 Thông tin các kết quả nghiên cứu khoa học ở trong và ngoài nước nhằm phục vụ cho công tác đào tạo của nhà trường;

 Tuyên truyền, phổ biến đường lối chính sách của Đảng và Nhà nước trong lĩnh vực giáo dục, đào tạo và nghiên cứu khoa học, công nghệ Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng ra đời là sự kế thừa và phát huy truyền thống các tập san, thông báo, thông tin, kỷ yếu Hội thảo của Đại học Đà Nẵng và các trường thành viên trong gần 40 năm qua

Ban Biên tập rất mong sự phối hợp cộng tác của đông đảo các nhà khoa học, nhà giáo, các cán bộ nghiên cứu trong và ngoài nhà trường, trong nước

và ngoài nước để Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” của Đại học Đà Nẵng ngày càng có chất lượng tốt hơn

BAN BIÊN TẬP

MỤC LỤC ISSN 1859-1531 - Tạp chí KHCN ĐHĐN, Số 5(90).2015

KHOA HỌC KỸ THUẬT

Nghiên cứu giảm hồ quang thứ cấp của đường dây mạch kép Pleiku – Cầu Bông

Research reduce secondary arc of Pleiku-Cau Bong double line

Nghiên cứu đặc tính điện từ của thiết bị tự động hạn chế dòng ngắn mạch kiểu biến áp

Researching on electromagnetic characteristics of automatic fault current limiting device of transformer type

Phân tích lực điện từ ngắn mạch trong dây quấn máy biến áp bằng phương pháp phần tử hữu hạn theo miền thời gian

Analysis of electromagnetic forces in transformer windings with finite element method based on the time domain

Đoàn Thanh Bảo, Đặng Thị Từ Mỹ, Phạm Hồng Hải, Phạm Văn Bình 10 Ứng dụng phương pháp phân tích thành phần chính cho bài toán dự báo phụ tải điện ngắn hạn

Applying the method of principal component analysis to short-term load forecasting in electrical power system

Quản Quốc Cường, Nguyễn Xuân Vinh, Nguyễn Đức Thành, Nguyễn Đức Huy 15 Thiết kế và chế tạo buồng cháy đẳng tích ứng dụng trong nghiên cứu mô phỏng sự cháy động cơ diesel

Designing and fabricating a constant - volume combustion vessel applying for simulated diesel combustion

Nghiên cứu tính oxi hóa khử của màng polypyrole pha tạp bởi TiF 62- bằng phương pháp cân vi lượng thạch anh điện hóa

The study of redox of polypyrrole dopped with TiF6 2- using electrochemical quartz crystal microbalance

Nghiên cứu mô phỏng phát triển động cơ RCCI trên động cơ diesel phun nhiên liệu trực tiếp

Simuation study to develop reactivity control compression-ignition engine (RCCI) from direct-injection diesel engine

Nghiên cứu các yếu tố bất định của thông số vận hành để tính toán và phân tích chế độ làm việc của

hệ thống điện

Study on uncertainty of operating parameters to calculate and analyze working condition of power systems

Lê Đình Dương, Ngô Văn Dưỡng, Nguyễn Thị Ái Nhi, Huỳnh Văn Kỳ 34 Tính toán xây dựng biểu đồ vận hành hồ chứa của nhà máy thủy điện Sông Bung 4

Calculation for reservoir operation diagram of hydropower plant Song Bung 4

Phát triển phương pháp đo hệ số tương đương  của động cơ dual fuel biogas diesel

An equivalence ratio measurement method for biogas diesel dual fuel engine

Bùi Văn Ga, Nguyễn Văn Anh, Nguyễn Việt Hải, Võ Anh Vũ, Bùi Văn Hùng 43 Phân tích hiệu quả giảm chấn của hệ cản khối lượng kết hợp với hệ cản lưu biến từ nối giữa hai kết cấu chịu động đất

The efficiency of vibration reduction of combination of both tuned mass damper and magneto-rheological damper connected between two structures due to ground motion of earthquake

Hoàng Phương Hoa, Phạm Đình Trung, Nguyễn Trọng Phước 47 Ảnh hưởng của bột titan trộn trong dung dịch điện môi đến chất lượng bề mặt thép SKD61 trong gia công bằng

tia lửa điện

Effects of titanium powder mixed in dielectric fluid on SKD61 steel surface quality in electrical dischagre machining

Bành Tiến Long, Ngô Cường, Nguyễn Hữu Phấn, Nguyễn Văn Minh 53

Áp dụng phương pháp mới để tính truyền nhiệt trên vách trụ có cánh dọc thân và cánh xoắn

Using new method to calculate heat transfer in tube with wings along body and wings twisting around tube

Sử dụng hệ thống thu thập số liệu đo đếm từ xa trong đánh giá tình trạng vận hành trạm biến áp phụ tải

Using a remote metering statistics collecting system to assess the operation of load substations

Thiết kế bộ điều chỉnh hệ số công suất hiệu suất cao với hai cuộn cảm lối vào

Designing an improved bridgeless - dual boost power factor correction with two input inductors

Tính toán chọn tiết diện hợp lý cho cấu kiện hệ sườn tường nhà công nghiệp dùng thép thành mỏng,

tạo hình nguội theo tiêu chuẩn AS/NZS 4600:2005

Calculating to choose reasonable cross-sections of members of post frame system in industrial building using cold-formed thin-walled steel according to AS/NZS 4600:2005

Mean-công cụ hỗ trợ phân tích và thiết kế tế bào nhớ SRAM

Mean-a supporting tool for analysing and designing SRAM cells

Nhận định các xu hướng sáng tác kiến trúc nhà ở mặt phố tại thành phố Đà Nẵng

Identification of creative tendencies of architectural street houses in Da Nang city

Hiện trạng và đề xuất giải pháp quản lí tổng hợp chất lượng môi trường nước biển ven bờ khu vực Bàn Than,

huyện Núi Thành, tỉnh Quảng Nam

Current status and proposed solution to integrated management of coastal water quality in the area of Ban Than, Nui Thanh district, Quang Nam province

Mô hình nhiệt động tính nhiệt độ môi chất công tác động cơ đánh lửa cưỡng bức từ dữ liệu áp suất

The thermodynamic model calculates gas temperature of spark ignition engine by data of combustion chamber pressure

Mô phỏng và kiểm nghiệm hệ thống lọc nước biển có tích hợp năng lượng tái tạo cho vùng biển đảo công suất

200-300lít/giờ

Experiment on a desalination system integrated with renewable energy with capacity of 200-300 liters/hour

Ảnh hưởng của dung dịch hoạt hóa đến tính chất co ngót của bê tông geopolymer

Effect of alkaline liquid on shrinkage of geopolymer concrete

Mô phỏng quá trình cháy động cơ Vikyno RV125-2 sử dụng nhiên liệu kép CNG-diesel bằng phần mềm Fluent

Simulation of engine combustion of Vikyno RV125-2 using dual fuel CNG-diesel with Fluent software

Trần Thanh Hải Tùng, Huỳnh Phước Sơn, Nguyễn Đình Quý 105 Phát hiện nhiễu loạn điện áp bằng phương pháp biến đổi wavelet rời rạc

Detection of voltage disturbances using discrete wavelet transforming method

Đinh Thành Việt, Nguyễn Hữu Hiếu, Ngô Minh Khoa 110 Khử thành phần một chiều trong tín hiệu đo lường ứng dụng trong bài toán định vị sự cố trên đường dây truyền tải

Removal of direct currents in measurement signals applied to fault location on transmission lines

Nguyễn Xuân Vinh, Nguyễn Đức Huy, Nguyễn Xuân Tùng 116 Định hướng cải tạo không gian sinh hoạt công cộng trong các khu chung cư - thuộc các dự án nhà ở xã hội tại

Tp Đà Nẵng

Orientation to renovating spaces for public activities in apartment buildings of social housing projects in Danang city

Tính toán các chỉ tiêu độ tin cậy của hệ thống điện phân phối dựa trên trạng thái các phần tử

Calculating the reliability indices of distribution systems based on component states

Nghiên cứu mô phỏng động lực học trong lò lớp sôi khi nhiệt phân nhanh biomass

Research on simulating fluidized bed dynamics during fast pyrolysis of biomass

Phạm Duy Vũ, Hoàng Dương Hùng, Trần Văn Vang 130 Thông gió tự nhiên cho nhà cao tầng bằng hiệu ứng bernoulli: ảnh hưởng của kích thước giếng trời lên phân bố

áp suất bên dưới mái

Ventilation of buildings based on bernoulli-roof: effects of lightwellsize on pressure distribution on the roof surface

KHOA HỌC TỰ NHIÊN

Tính đa dạng hệ thực vật của đảo Hòn Lao, Cù Lao Chàm, tỉnh Quảng Nam

Flora diversity in Hon Lao island Cu Lao Cham archipelago, Quang Nam province

Nghiên cứu thiết kế giao thức xuyên lớp dựa trên công nghệ mã mạng nâng cao hiệu năng mạng ad-hoc đa chặng

Research on the cross-layer protocol design based on network coding to improve the performance of multi-hop ad-hoc networks

Nghiên cứu sự phân bố của vi sinh vật đất trong vùng rễ cỏ vetiver (vetiveria zizanioides) ở một số địa phương

tại tỉnh Quảng Nam và thành phố Đà Nẵng

A study on the distribution of soil microorganisms in vetiver (vetiveria zizanioides) grass rhizospheres in some localities

of Quang Nam province and Da Nang city

Võ Văn Minh, Nguyễn Xuân Hương, Đỗ Thu Hà 148 Ứng dụng phương pháp ảnh điện 2D trong khảo sát môi trường đất tại khu công nghiệp Thọ Quang - Tp Đà Nẵng

Geological survey at Tho Quang industrial zone - Da Nang city via electrical graphics 2-dimensional method

Lương Văn Thọ, Lê Phước Cường, Hồ Hồng Quyên 152 Nghiệm cổ điển chính xác của các phương trình Yang-Mills với nguồn ngoài

Exact classical solution to the Yang-Mills equations with an external source

Thiết kế bộ nhớ SRAM 32kb kết hợp kỹ thuật dự trữ hàng và cột

A design of 32kb SRAM combining row and column redundancy

KHOA HỌC Y, DƯỢC

Xác định tần suất đột biến 185delAG trên gen BRCA1 ở bệnh nhân nữ ung thư vú tại bệnh viện K Hà Nội

Identification of frequency of the 185delAG mutation in female patients with breast cancer at K hospital in Ha Noi city

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 1

NGHIÊN CỨU GIẢM HỒ QUANG THỨ CẤP CỦA ĐƯỜNG DÂY MẠCH KÉP

PLEIKU – CẦU BÔNG

RESEARCH REDUCE SECONDARY ARC OF PLEIKU-CAU BONG DOUBLE LINE

Nguyễn Hồng Anh

Trường Đại học Quy Nhơn; nhanh@qnu.edu.vn

Tóm tắt - Bài báo trình bày các kết quả nghiên cứu về sự ảnh hưởng

của hoán vị đường dây đến hồ quang thứ cấp Đặc biệt tính toán

chứng minh sơ đồ đường dây hoán vị 500kV Pleiku-Cầu Bông chưa

thật sự tối ưu khi xảy ra sự cố Qua đó bài báo cũng trình bày giải

pháp hoán vị mới giảm thời gian chết (T dead time ), nâng cao sự ổn định

hệ thống khi xảy ra sự cố Để có được các kết quả nghiên cứu bài

báo sử dụng phần mềm EMTP-RV để xây dựng các mô hình thiết bị

cũng như hệ thống, kết cấu của lưới đúng với thực tế Giả thiết các

trường hợp sự cố tại các vị trí khác nhau trên cung đường dây truyền

tải Pleiku-Cầu Bông để kiểm tra hồ quang thứ cấp Kết quả là các

dạng sóng điện áp, dòng điện thu được khi thực hiện mô phỏng

Abstract - This paper presents the researched results for the

influences of line transposition to secondary arc Special calculation proves that 500kV Pleiku - Cau Bong transmission line transposition isn't really optim al when fault Therefore, the paper also presents new optim ized transposition solution to reduce dead time (T dead time ), and improve the system stability when fault To receive the researched results, EMTP-RV software has been used

to build the equipment model and system, network structure is right with actually Assuming that the incidents to check secondary arc are at different positions on 500kV Pleiku - Cau Bong transm ission line, the results will be voltage, current waveforms when simulation

Từ khóa - EMTP-RV; hoán vị; dòng điện hồ quang; hồ quang thứ

cấp; điện áp phục hồi

Key words - EMT P-RV; transposition; arc current; secondary arc;

transient recovery voltage

1 Đặt vấn đề

Hồ quang thứ cấp là một hiện tượng nguy hiểm của quá

độ, ảnh hưởng trực tiếp đến sự thành bại khi sử dụng kỹ thuật

đóng lặp lại một pha (Single Phase Auto Reclose – SPAR)

Việc giảm thời gian tồn tại của hồ quang thứ cấp là một giải

pháp nâng cao độ tin cậy cung cấp điện Hồ quang thứ cấp liên

quan đến hoán vị, đảo pha trên đường dây, đặc biệt là các

đường dây mạch kép Theo Quy phạm trang bị điện 2006, điều

II.5.8 yêu cầu sơ đồ đảo pha đường dây trên không hai mạch

cùng điện áp đi chung cột phải giống nhau, do vậy việc thiết

kế vận hành đường dây theo quy phạm là điều bắt buộc Tuy

nhiên, qua quá trình vận hành cho thấy sơ đồ đảo pha như quy

phạm yêu cầu là chưa phù hợp, ảnh hưởng nhiều đến vận hành

tin cậy của hệ thống do thời gian chết chờ cho đóng lặp lại

thành công bị kéo dài, đặc biệt đối với những đường dây dài

trên 200km Để chứng minh nhận định này, bài báo sẽ tập

trung nghiên cứu trên đường dây mạch kép 500kV Pleiku -

Cầu Bông có chiều dài 437km với sơ đồ đảo pha đang vận

hành thực tế theo [8] và đề xuất giải pháp hoán vị mới giảm

thời gian tồn tại của hồ quang Các tính toán nghiên cứu sẽ

được ứng dụng trên phần mềm EMTP-RV theo sơ đồ lưới

500kV, 220kV Việt Nam năm 2015

2 Các khái niệm

2.1 Hồ quang thứ cấp

Hồ quang thứ cấp trên đường dây 500 kV là tổng của

các dòng điện hỗ cảm, hỗ dung giữa các pha mang điện gần

kề đối với pha sự cố sau khi đường dây bị cắt ra bởi máy

cắt ở hai đầu Dòng điện hồ quang thứ cấp là dòng điện tồn

tại sau khi loại trừ sự cố 1 pha chạm đất thoáng Điện áp

phục hồi được gọi là điện áp tại chỗ sự cố sau khi hồ quang

thứ cấp tắt và trước khi đóng lại đường dây sự cố

Theo [1], dòng điện hồ quang thứ cấp và điện áp phục

hồi bao gồm một phần do điện dung (ISC, USC) và một phần

do điện kháng (ISL, USL), có công thức tính như sau:

2.1.1 Dòng điện và điện áp ảnh hưởng bởi điện trường

Giả thiết sự cố pha C mạch 2 của đường dây mạch kép,

ta có công thức sau:

Dòng điện phụ thuộc vào thông số điện dung

ISC = (EIIA + EIIB)ωCm +(EIA + EIB + EIC)ωC’m (A/km) (1) Điện áp phụ thuộc vào thông số điện dung

Hình 1 Sơ đồ nguyên lý chung về thông số ảnh hưởng bởi điện trường

Hình 2 Sơ đồ nguyên lý rút gọn về thông số ảnh hưởng bởi điện trường

Trong đó:

giữa mạch này với mạch kia;

Cg: Điện dung của 1 pha với đất;

CT: Điện dung tổng có sự ảnh hưởng đến pha sự cố;

2 Nguyễn Hồng Anh

Theo công thức (1) (2), ISC sẽ phụ thuộc nhiều vào chiều

dài của đường dây truyền tải, còn USC ít phụ thuộc hơn

2.1.2 Dòng điện và điện áp ảnh hưởng bởi từ trường

Hình 3 Các thông số ảnh hưởng bởi từ trường

Dòng điện phụ thuộc vào điện cảm đường dây

R1,2: Điện trở đường dây;

X1,2: Điện kháng đường dây bị sự cố;

Rarc: Điện trở hồ quang thứ cấp

Theo (3), (4) thì ISL, USL ảnh hưởng điện áp đường dây,

vị trí sự cố và điện trở của kháng bù ngang

2.2 Thời gian chết (T dead time ) của đường dây 500kV

Thời gian chết đóng lại một pha cho các đường dây

500kV thực hiện bù ngang được tính theo công thức sau:

Tdead time = Tdc + Tarc + Tdielectric

Ở đây:

Tarc: thời gian cần thiết để dập tắt thành phần 50 Hz

được tra theo đồ thị Hình 4 [10]

hồ quang thứ cấp

Hình 4 Đồ thị xác định thời gian dập tắt

của của thành phần 50Hz (T arc )

Lưu ý rằng thời gian chết này là thời gian cho hệ thống

tự động đóng lại, đảm bảo xác suất thành công gần 100%

3 Các yếu tố ảnh hưởng đến hồ quang thứ cấp

3.1 Thông số điện dung và hỗ dung

Do chiều dài của đường dây truyền tải lớn lại đi qua các địa hình khác nhau, đồng thời sự bố trí các pha không giống nhau, nên các thông số về điện dung, điện cảm của các pha

sẽ khác nhau, dẫn đến sự mất cần bằng về dòng điện và điện áp giữa các pha Vì vậy sự hoán vị đường dây sẽ có nhiệm vụ cân bằng thông số của các pha

Hình 5 Sơ đồ nguyên lý mạch đường dây hoán vị

Theo quan niệm trước đây thì việc hoán vị đường dây truyền tải nhằm giảm sự mất cân bằng của dòng điện và điện áp trong chế độ vận hành bình thường Tuy nhiên thật

sự thì hoán vị đường dây không những ảnh hưởng đến chế

độ vận hành bình thường, mà còn có những tác động trực tiếp khi xảy ra quá độ

Theo công thức (1) và (2) ta nhận thấy dòng điện hồ quang thứ cấp cũng như biên độ điện áp phục hồi phụ thuộc vào thông số hỗ dung của 2 mạch

Theo [5], [9] đối với đường dây mạch kép, thành phần điện dung giữa các pha trên một mạch cũng như giữa hai mạch phụ thuộc vào khoảng cách hình học giữa các pha

Hình 6 Các thông số điện dung giữa các pha trong 1 mạch và

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 3

DA1A2, DB1B2, DC1C2: Khoảng cách của các pha cùng tên

GMD: Khoảng cách trung bình hình học của 3 pha

Trong đó:

Qua các công thức trên thấy rằng khoảng cách các pha

ảnh hưởng nhiều đến các thông số điện dung của đường

dây Như vậy sơ đồ hoán vị ảnh hưởng trực tiếp đến thời

gian dập tắt hồ quang khi xảy ra sự cố

Thành phần điện áp và dòng điện hỗ cảm giữa các pha

tỉ lệ với công suất truyền tải trên các pha không bị sự cố và

có thể có giá trị tương đối lớn, nếu như đường dây quá dài

Các thông số khác như hoán vị đường dây cũng như trào

lưu công suất vô công cũng đóng vai trò quan trọng

3.2 Kháng bù ngang

Đối với đường dây dài, thường lắp đặt kháng bù ngang

nhằm đảm bảo các yêu cầu điện áp trên đường dây được duy

trì trong giới hạn cho phép, khi thực hiện đóng phóng điện

đường dây Kháng bù ngang tạo ra thành phần một chiều do

năng lượng bị "bẫy" trong cuộn kháng và nó ảnh hưởng đến

giá trị hồ quang thứ cấp Thành phần này xuất hiện từ thời

điểm máy cắt hai đầu đường dây mở ra đến thời điểm dòng

điện hồ quang thứ cấp cắt điểm không đầu tiên Nếu không

xét đến điện trở hồ quang thứ cấp, thời gian để thành phần

này cắt điểm không đầu tiên rất dài Tuy nhiên trong thực tế,

điện trở hồ quang thứ cấp sẽ tăng theo thời gian

Hình 7 Sóng dòng điện hồ quang thứ cấp

4 Mô phỏng phân tích thức tế

4.1 Với sơ đồ mạch hoán vị theo quy phạm

Đường dây 500kV Pleiku - Cầu Bông được thiết kế theo

[8] với các vị trí đảo pha như Hình 8

Hình 8 Sơ đồ mạch hoán vị tuân theo quy phạm

Theo các công thức (1) - (10) được phân tích trên, có thể thấy khoảng cách trung bình riêng của các pha ảnh hưởng rất nhiều đến hiện tượng hồ quang thứ cấp Tuy nhiên, để có những kết luận chính xác hơn bài báo thực hiện mô phỏng hồ quang thứ cấp, khi loại trừ sự cố 1 pha chạm đất trên cung đường dây 500kV Pleiku-Cầu Bông với kháng bù ngang 157MVAr kết hợp kháng trung tính 1200Ohm, được lắp ở hai đầu đường dây

Giả thiết sự cố 1 pha chạm đất thoáng qua tại 4 vị trí khác nhau và ngẫu nhiên trên cả 3 pha Vị trí 1 cách trạm Pleiku 34km, vị trí 2 cách trạm Pleiku 72 km, vị trí 3 cách trạm Pleiku 138km, vị trí 4 cách trạm Pleiku 273km Điện trở hồ quang thứ cấp được mô phỏng bằng một hàm số của thời gian với giá trị điện trở ban đầu là 0,5 Ohm, tốc độ tăng là 0,8 Ohm/giây và tăng đến giá trị cuối cùng là 100 Ohm Kết quả mô phỏng là các dạng sóng điện áp và dòng điện của thành phần hồ quang thứ cấp, trong đó Hình 9, 10 tương ứng là dạng sóng điện áp phục hồi và dòng điện hồ quang thứ cấp tại vị trí 1 Dựa trên kết quả cho thấy thời điểm dòng điện hồ quang thứ cấp cắt điểm không đầu tiên

là Tdc=0,317s

Hình 9 Điện áp phục hồi tại vị trí 1 khi sự cố pha A

Hình 10 Dòng điện hồ quang tại vị trí 1 khi sự cố pha A

Bảng 1 Kết quả mô phỏng pha A

Vị trí

-1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2

102,797 km 104,437 km

Qua các kết quả thu được khi khảo sát đối với các vị trí

sự cố ở cả 3 pha đường dây cho thấy tổng thời gian chết đã

vượt quá thời gian yêu cầu để thực hiện đóng lặp lại 1 pha

là 1sec

Như vậy sơ đồ hoán vị này không đảm bảo yêu cầu

nâng cao ổn định hệ thống khi ứng dụng kỹ thuật SPAR

4.2 Giải pháp thay đổi sơ đồ hoán vị

Với những kết quả phân tích như trên, ta thấy sơ đồ

hoán vị thực tế làm kéo dài thời gian chết của thành phần

hồ quang thứ cấp Trong khi đó, với đường dây 500kV

truyền tải công suất lớn, vấn đề yêu cầu thực hiện đóng lặp

lại nhanh nhằm đảm bảo hệ thống vận hành ổn định sau khi

loại trừ sự cố 1 pha chạm đất là điều kiện tiên quyết khi

thiết kế đường dây Giải pháp hoán vị theo [8] cho thấy sự

không phù hợp, do vậy cần thiết xem xét cách hoán vị khác

Sơ đồ hoán vị mới sẽ thực hiện thay đổi hoán vị trên một

mạch (mạch 2), mạch còn lại vẫn giữ nguyên (mạch 1)-

Hình 11 Giải pháp đề xuất theo nguyên tắc hoán vị mới

tạo ra được khoảng cách của các pha cùng tên lớn hơn (VD:

Theo sơ đồ hoán vị Hình 8, khoảng cách của pha B mạch 1

và pha B mạch 2 là 15,4m, còn theo Hình 11, khoảng cách

này tăng lên đến 26,58m…) Theo các công thức (8), (9),

khi khoảng cách này tăng lên làm cho giá trị GMRc tăng,

dẫn đến các thông số về điện dung sẽ lớn hơn, tạo ra giá trị

hồ quang thứ cấp thấp hơn so với phương án cũ Để kiểm

chứng nhận định trên, ta cũng thực hiện mô phỏng các

trường hợp sự cố tương tự như đã thực hiện ở mạch hoán

vị theo quy phạm

Hình 11 Sơ đồ mạch hoán vị giải pháp giảm hồ quang

Kết quả mô phỏng là các dạng sóng và giá trị của thành

phần điện áp và dòng điện như sau:

Hình 12 Điện áp phục hồi tại vị trí 1 sự cố pha A

Hình 13 Dòng điện hồ quang thứ cấp tại vị trí 1 sự cố pha A

Bảng 4 Kết quả mô phỏng pha A

Vị trí

-1.5 -1 -0.5 0 0.5 1 1.5 2

102,797 km 104,437 km

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 5 Thời gian này đảm bảo giảm xuống mức yêu cầu của kỹ

thuật SPAR

5 Kết luận

Qua các nghiên cứu về sự hạn chế của mạch đường dây

hoán vị theo quy phạm trang bị điện 2006 liên quan đến

vấn đề kéo dài thời gian chết của thành phần hồ quang thứ

cấp, sau khi loại trừ sự cố 1 pha chạm đất thoáng qua, bài

báo đã đề xuất giải pháp hoán vị mới Với giải pháp hoán

vị này các kết quả tính toán cho thấy các thành phần dòng

điện hồ quang cũng như điện áp phục hồi của hồ quang thứ

cấp giảm đi rất nhiều, qua đó đảm bảo khả năng đóng lặp

lại thành công hơn Kết quả nghiên cứu của bài báo sẽ tạo

tiền đề cho những nghiên cứu chuyên sâu hơn, nhằm nâng

cao sự ổn định của lưới điện Việt Nam, nâng cao công tác

thiết kế cũng như vận hành lưới điện

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Zhang Xu, Yan xiaoquing, Xu Zhenyu, “HSGS Investigation for

Linmiting the Secondary Arc on UHV Parallel Lines”, The 2nd

International Conference on Computer Application and System

Modeling, 2012

[2] Shang Liqun, "Study of Secondary Arc Suppression at

Double-CircuitTransmission Line”, International Journal on Computer,

Consumer and Control (IJ3C), Vol 2, No.2 (2013)

[3] “Transient Study for Single Phase Reclosing Using Arc Model on the Thailand 500 kV Transmission Lines from Mae Moh to Tha Ta

Ko” International Conference on Power SystemsTransients

(IPST2009) in Kyoto, Japan June 3-6, 2009

[4] Ji Shengchang, Ou Xiaobo, “Research on Current Interruption by Grounding switch Used in 750kV Double-circuit Transmission Lines”,

Przeglad Elektrotechniczny ISSN 0033-2097, R 89 NR 4/2013

[5] Yoshihide Hase, “Handbook of Power Systems Engineering” [6] Larissa, Al-Dabbagh “Digital Simulation of Fault location Algorithmas fof EHV Transmission Lines”, Thesis of Doctor of

Philosophy, The Victory University of Technology, 1994

[7] “500kV Single Phase Reclosing Evaluation Using Simplifed Arc

Model”, International Journal of Emerging Technology and

Advanced Engineering, Volume 4, Issue 6, June 2014

[8] Bộ Công nghiệp, Quy phạm trang bị điện, NXB Lao động - Xã hội,

(BBT nhận bài: 20/05/2015, phản biện xong: 28/05/2015)

6 Lê Thành Bắc

NGHIÊN CỨU ĐẶC TÍNH ĐIỆN TỪ CỦA THIẾT BỊ TỰ ĐỘNG HẠN CHẾ DÒNG NGẮN MẠCH KIỂU BIẾN ÁP

RESEARCHING ON ELECTROMAGNETIC CHARACTERISTICS OF AUTOMATIC FAULT

CURRENT LIMITING DEVICE OF TRANSFORMER TYPE

Lê Thành Bắc

Đại học Đà Nẵng; lethanhbac2012@yahoo.com

Tóm tắt - Bài báo phân tích nguyên lý tác động và các bước tính

toán để xác định các thông số cơ bản của thiết bị tự động hạn chế

nhanh dòng ngắn mạch kiểu máy biến áp (FCLT) Trên cơ sở đánh

giá các tính năng kỹ thuật để thiết lập các biểu thức quan hệ điện

từ của FCLT và xây dựng các đặc tính biểu diễn quan hệ giữa các

thông số của FCLT với các thông số hệ thống điện Với các đặc

tính kỹ thuật của kháng được xây dựng sẽ cho phép lựa chọn tối

ưu số lượng FCLT cần lắp đặt với các thông số kỹ thuật phù hợp

để nhanh chóng tác động giảm trị số dòng ngắn mạch quá độ trong

lưới điện theo yêu cầu đặt ra Tính toán mức hạn chế dòng ngắn

mạch hợp lý cũng như số lượng và vị trí lắp đặt các bộ FCLT cho

phép nâng cao hiệu quả làm việc cũng như độ tin cậy của các hệ

thống điện

Abstract - This paper analyzes the operation principle and the

calculation steps to determine the basic parameters of an automatic fault current limiting device of transformer type (FCLT).

Based on the evaluation of technical specifications, we establish electromagnetic-relation equations of FCLT’s parameters and the expressions of the power system connected with FCLT As a result, the numbers of FCLT that are installed will rapidly reduce the transient fault current in power system as set-up standards are optimized It can be concluded that the proposed fault current limiting level, proper quantities as well as fixed locations of FCLTs can enhance the operation efficiency and the reliability of power systems

Từ khóa - hệ thống điện; tự động hạn chế dòng; kiểu máy biến áp;

kháng điều khiển; kháng hạn chế dòng

Key words - power system; automatic fault current limiter;

transformer type; controlled reactor; current-limiting reactor

1 Đặt vấn đề

Trong các hệ thống năng lượng điện khi công suất lắp đặt

của các máy phát lớn, điện áp không cao thì trị số dòng điện

quá độ khi ngắn mạch có thể tăng rất lớn (có trường hợp ở

lưới 220kV dòng ngắn mạch tăng tới 50-80 kA, nhưng dòng

cắt của máy cắt thường là loại 31,5kA hoặc 40kA)

Để giảm dòng cho máy cắt và nâng cao độ tin cậy của hệ

thống điện thực tế yêu cầu cần thiết phải giảm thấp trị số các

dòng ngắn mạch này Một trong những biện pháp kỹ thuật

khả thi với chi phí hợp lý là tính toán lắp đặt thiết bị tự động

hạn chế dòng ngắn mạch kiểu máy biến áp (FCLT) [1, 2, 4]

Sơ đồ lắp đặt FCLT để hạn chế dòng ngắn mạch được

đưa ra trên Hình 1 Dòng ngắn mạch xảy ra trong các hệ

thống điện được đánh giá qua công thức:

Trong đó: Up- Trị số điện áp pha của hệ thống; Xn- Điện

kháng của hệ thống

Hình 1 Sơ đồ lắp đặt FCLT trong lưới điện

Trường hợp thiết bị FCLT được lắp đặt như trên Hình

1, sẽ phân chia hệ thống ra làm 2 phần Độ lớn của dòng

ngắn mạch sẽ được khống chế ở mức nhất định nhờ trở

kháng của thiết bị hạn chế dòng ngắn mạch (FCLT) tăng

lên khi sự cố ngắn mạch xảy ra Trở kháng của FCLT sẽ

tăng để làm giảm trị số dòng ngắn mạch (thường thì yêu cầu giảm dòng khoảng dưới 2 lần so với khi không có FCLT) [2, 4]

2 Thiết lập các biểu thức biểu diễn quan hệ điện từ trong hệ thống có FCLT

2.1 Các biểu thức quan hệ giữa các thông số của FCLT

Trong cấu trúc của thiết bị hạn chế dòng FCLT sử dụng mạch mắc song song tụ điện với kháng điều khiển [2, 3],

có thể thay đổi thông số kháng để thay đổi trở kháng tương đương của mạch L-C trong cấu trúc Trở kháng tương đương của FCLT là:

Từ biểu thức (2), ta thấy khi mà XL>XC thì tổng trở của FCLT sẽ mang tính dung kháng (Xtd<0), còn khi XL<XC thì FCLT sẽ mang tính cảm kháng (Xtd>0), và khi XL/XC<0,5

Hình 2

Hình 2 Sự phụ thuộc trở kháng X td của FCLT

từ trở kháng hai phần tử cảm và dung của nó

Trị số điện dung C của tụ trong FCLT có thể xác định

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 7

từ điều kiện hạn chế độ sụt điện áp lớn nhất ∆Um trên FCLT

khi điện áp lưới định mức và ở chế độ tải lớn nhất Trị cực

đại của dòng điện là:

với zs= Up/Iđm là tổng trở sóng của đường dây; α là hệ số tỷ

lệ của mức sụt áp cho phép trên FCLT so với trị số điện áp

lưới Up

Trở kháng tương đương của điện cảm L và tụ điện C

tính toán rút ra từ biểu thức (2) và (5) như sau:

Nếu như trở kháng cảm là XL= αzs/Kcp thì Xtd= - ∞, khi

này 2 phần của hệ thống hoàn toàn mất mối liên hệ với

nhau (cách ly), dòng điện ngắn mạch chỉ tăng lên ở một

phần hệ thống, trị số dòng ngắn mạch lúc đó chỉ bằng 1 nửa

trị số cực đại (khi không có FCLT), điện áp đặt lên FCLT

khi này chính bằng điện áp Up của Hệ thống điện Trường

hợp xảy ra như vậy khi vận hành không phải lúc nào cũng

có lợi [2, 5, 6], tùy từng hệ thống cần phải nghiên cứu xem

xét để lựa chọn phương án tốt nhất

2.2 Xây dựng quan hệ giữa các thông số hệ thống và FCLT

Điện kháng tương đương của hệ thống (Hình 1) tại vị

Biểu thức (10) cho thấy giá trị cần thiết cho phép Xtd

tương ứng mức hạn chế dòng β Thay thế biểu thức (6) vào

(10) ta nhận được phương trình đối với trở kháng XL của

FCLT trong chế độ ngắn mạch của hệ thống là:

Giải phương trình trên ta nhận được:

Từ (11) cho thấy khi β= 1 (dòng ngắn mạch không được

Quan hệ giữa hai trị số thành phần điện kháng cảm và

điện kháng dung của FCLT trong chế độ ngắn mạch là:

Điện áp trên rơi FCLT được tính toán từ (10) và (13) là:

khi thay đổi các giá trị α

Bảng 1 Sự phụ thuộc của điện áp trên FCLT vào hệ số tỷ lệ α

2.3 Quan hệ giữa thông số hệ thống với hệ các FCLT

Từ các biểu thức quan hệ nhận được đối với trường hợp

hệ thống có một FCLT đã đưa ra ở trên (Hình 1), ta có thể xây dựng trường hợp tổng quát khi hệ thống có lắp nhiều thiết bị hạn chế dòng (Hình 3) Trong trường hợp này, trở kháng tương đương của hệ thống tại vị trí ngắn mạch bằng:

a)

b)

Hình 3 Sơ đồ lắp đặt hai FCLT (a)

và nhiều FCLT trong hệ thống (b)

Từ biểu thức (19) cho thấy khi mà tất cả các FCLT

(Hình 3) ở chế độ cộng hưởng với tần số công nghiệp (Xn.td

= ∞) thì β=1/(n+1) Trong trường hợp đó, khi ta tăng số

thiết để đảm bảo mức hạn chế dòng ngắn mạch bất kỳ trong

3 Xây dựng các đặc tính, đánh giá kết quả và thảo luận

Biểu thức (22÷24) cho phép xây dựng đặc tính biểu diễn quan hệ điện áp trên Hình 4a Theo đó quan hệ điện áp FCLT phụ thuộc vào mức hạn chế dòng ngắn mạch β và số lượng các FCLT được lắp đặt Đặc tính trên cho thấy là khi giảm β điện áp trên FCLT nhanh chóng tăng lên Tăng số lượng của các FCLT sẽ dẫn đến giảm điện áp trên các FCLT

Nếu chọn mức tăng của điện áp trên FCLT cực đại cho phép (phụ thuộc theo trị số điện áp pha làm việc của hệ thống), thì mức hạn chế dòng ngắn mạch hợp lý nhỏ nhất (cực tiểu) phụ thuộc theo số lượng các FCLT rút ra từ các biểu thức (22÷25) là:

trên FCLT trong chế độ khi hệ thống làm việc định mức

Từ biểu thức (26) ở trên ta xây dựng được đặc tính biểu diễn tương ứng trên Hình 5 Chính xác là khi điện áp cho phép trên FCLT bằng điện áp pha, có thể đạt được mức hạn chế dòng ngắn mạch trong hệ thống lớn nhất Khi hạn chế mức điện áp trên FCLT với ∆UFCLT=0,5Up, thì βmin 0,6 khi số lượng lắp đặt FCLT là n≥3 Về nguyên tắc thì FCLT

có thể thiết kế với điện áp bất kỳ Tuy nhiên với FCLT có điện áp cho phép càng lớn thì chế tạo càng phức tạp và giá thành đương nhiên sẽ đắt hơn Bởi vậy việc lựa chọn tối ưu

NM 3Xn

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 9 mức hạn chế dòng ngắn mạch và điện áp định mức của

FCLT để tính toán chọn là nhiệm vụ cần phải được đưa ra

trong báo cáo kinh tế-kỹ thuật

Theo tính toán, nếu cho phép độ tăng của điện áp trên

bộ tụ C của FCLT là 5% so với điện áp khi định mức thì:

và tỷ số giữa điện áp trên FCLT với áp lưới là:

Từ biểu thức (27), ta có của sự phụ thuộc từ mức hạn

chế dòng ngắn mạch trong lưới điện với số lượng các bộ

FCLT lắp đặt, khi mà UFCLT.đm=KαUp và thay đổi giá trị

của α, có:

a)

b)

Hình 4 Quan hệ của mức điện áp rơi trên FCLT

với mức giảm dòng ngắn mạch và số lượng FCLT lắp đặt (a)

và khi thay đổi trị số α (b)

Các kết quả đã tính toán được biểu diễn bằng các đặc

tính trên Hình 4b cho thấy khi giới hạn mức điện áp rơi trên

các FCLT trong chế độ định mức ở mức α=0,05 và khi sử

dụng bộ tụ điện làm việc với điện áp định mức của nó trong

chế độ làm việc của hệ thống điện thì dòng ngắn mạch sẽ

giảm được khoảng 20% Khi tăng mức điện áp rơi cho phép

trên FCLT trong chế độ định mức hoặc tăng số lượng các

FCLT lắp đặt thì hiệu quả hạn chế dòng của các FCLT sẽ

tăng lên nhanh chóng Hiệu quả hạn chế dòng ngắn mạch

của FCLT sẽ giảm khi lắp đặt đơn chiếc các thiết bị này

Kết quả tính toán đưa ra trên Hình 4a cho thấy hiệu quả

cao của việc ứng dụng sự trợ giúp của FCLT để hạn chế

dòng ngắn mạch trong hệ thống năng lượng, đặc biệt là khi lắp đặt phối hợp từ 2 đến 3 FCLT trong hệ thống

Hình 5 Sự phụ thuộc của mức giảm dòng ngắn mạch trong lưới

của FCLT khi thay đổi số lượng và mức sụt điện áp trên FCLT

4 Kết luận

Yêu cầu hạn chế bớt trị số của dòng điện ngắn mạch trong hệ thống điện nhằm khắc phục hiện tượng máy cắt bị quá dòng khi cắt sự cố đang rất cần thiết trong vận hành thực tế hiện nay Giải pháp lựa chọn lắp thêm thiết bị hạn chế dòng FCLT để thay thế cho các giải pháp thay máy cắt hay cắt mạch vòng, cho phép đạt các yêu cầu cao về độ tin cậy và tính kinh tế Kết quả nghiên cứu ở đây cho phép tính toán lựa chọn hợp lý số lượng các FCLT cần thiết lắp đặt, mức hạn chế dòng ngắn mạch, và các thông số kỹ thuật của mỗi FCLT tương ứng với các thông số hệ thống điện và các yêu cầu thực tế mà mỗi hệ thống đặt ra

Kết quả nghiên cứu xây dựng các quan hệ điện từ giữa các thông số hệ thống với các thông số của FCLT nêu trên

sẽ là cơ sở cho việc triển khai ứng dụng lắp đặt các thiết bị

tự động hạn chế dòng nhằm giải quyết bài toán nâng cao

độ tin cậy cung cấp điện của các hệ thống điện đang gặp phải sự cố quá dòng hiện nay

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Lê Thành Bắc, “Thiết bị tự động hạn chế dòng ngắn mạch kiểu máy

biến áp”, Tạp chí Khoa học & Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, №26,

2008 (pp 10-16)

[2] Lê Thành Bắc, “Hiệu quả tác động của thiết bị tự động hạn chế dòng

điện ngắn mạch”, Tạp chí Khoa học & Công nghệ, Đại học Đà Nẵng,

№37, 2010

[3] Александров Г Н Быстродействующий управляемый реактор трансформаторного типа 420 кВ, 50 Мвар пущен в

эксплуатацию// Электричество 2002г № 3, từ trang 64 -67

[4] H.Yamaguchi and T.Kataoka, “Current Limiting Characteristics of Tranformer Type Superconducting Fault Current Limiter With

Shunt Imepedance”, IEEE Transactions on Applied

Superconductivity, vol.17, pp1919-1923, JUNE 2007

[5] S-H Lim et al “Faul current limiting characteristics of resistive type

SPCL using a tranformer” IEEE Transactions on Applied

Superconductivity, vol.15, pp2055-2058.JUNE 2005

[6] Крючков И.П., Неклепаев Б.Н., Старшинов В.А., Пираторов М.В., Гусев Ю.П., Пойдо А.И., Жуков В.В., Монаков В.К.,

10 Đoàn Thanh Bảo, Đặng Thị Từ Mỹ, Phạm Hồng Hải, Phạm Văn Bình

PHÂN TÍCH LỰC ĐIỆN TỪ NGẮN MẠCH TRONG DÂY QUẤN MÁY BIẾN ÁP

BẰNG PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN THEO MIỀN THỜI GIAN

ANALYSIS OF ELECTROMAGNETIC FORCES IN TRANSFORMER WINDINGS

WITH FINITE ELEMENT METHOD BASED ON THE TIME DOMAIN

Đoàn Thanh Bảo 1 , Đặng Thị Từ Mỹ 1 , Phạm Hồng Hải 2 , Phạm Văn Bình 2

Tóm tắt - Máy biến áp (MBA) khi xảy ra ngắn mạch đột nhiên phía

thứ cấp, lúc đó dòng điện ngắn mạch lớn sinh ra lực điện từ có

cường độ cao có thể phá hỏng dây quấn và thậm chí làm nổ MBA.

Do vậy, việc nghiên cứu và tính toán lực điện từ khi MBA ngắn

mạch rất có ích trong thiết kế, sản xuất và thử nghiệm máy biến

áp Bài báo này đã sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn theo

miền thời gian với phần mềm Maxwell mô phỏng MBA 3 pha công

suất 250kVA, điện áp 35/0.4kV để phân tích và đưa ra kết quả từ

trường tản, lực điện từ hướng kính và hướng trục tác dụng vào

cuộn dây cao áp (CA) và hạ áp (HA) Từ đó tìm ra vị trí có ứng suất

lực lớn nhất trên cuộn dây HA và CA trong trường hợp MBA bị

ngắn mạch đột nhiên phía HA

Abstract - When short circuit takes place at the secondary side in the

transformer, the current will generate such powerful electromagnetic force that it can damage windings and crack the transformer Therefore, studying and calculating the electromagnetic force in case of short circuit

is very useful in designing, manufacturing and testing transformers This paper has used the finite element method based on the time domain with simulation software Maxwell of a 250kVA - 35/0.4kV three phase transformer under short circuit conditions to analyze and provide results about the leakage field density, the radial and axial electromagnetic forces density acting on high-voltage (HV) and low voltage (LV) windings.

Then the position of the greatest stress is found on HV and LV windings under sudden short circuit at the LV winding of the transformer

Từ khóa - ngắn mạch; dây quấn; lực điện từ; máy biến áp; phần

tử hữu hạn

Key words - Short circuit; winding; electrom agnetic force;

transform er; finite element

1 Đặt vấn đề

Máy biến áp (MBA) khi làm việc trong điều kiện bình

thường (có tải hay không tải), ta quan tâm nhiều đến phân

bố từ trường trong lõi thép (từ trường chính), vì nó liên

quan nhiều đến tổn hao, nhiệt độ phát nóng hay trọng lượng

lõi thép của MBA và lúc này từ trường tản rất nhỏ Nhưng

khi MBA bị sự cố ngắn mạch thì vấn đề quan tâm chủ yếu

là lực cơ học (lúc này là từ trường tản lớn) gây nên tác dụng

nguy hiểm đối với dây quấn MBA [1] Lực điện từ trong

cuộn dây của MBA được sinh ra là một sự kết hợp giữa

dòng điện và từ thông tản trong các vùng dây quấn Do vậy,

khi MBA bị ngắn mạch dòng điện trong dây quấn và từ

thông tản tăng rất lớn, lúc này sẽ sinh lực điện từ lớn tác

dụng dây quấn [2, 3]

Các tác giả [4] sử dụng phương pháp phần tử hữu hạn

(PTHH) với phần mềm FEM để phân tích ứng suất lực trên

cuộn dây CA và HA của máy biến áp 20MVA; 132/11,5

kV trong trường hợp ngắn mạch Kết quả có được là các

hình ảnh 2D của mật độ từ trường tản và lực điện từ Kết

quả này được so sánh với phương pháp giải tích kinh điển

Ngoài ra, ảnh hưởng của dòng điện ngắn mạch và lực

không đối xứng ở các vị trí khác nhau trên dây quấn CA và

HA của MBA cũng được tính đến Các tác giả [5] phân tích

tác dụng của dòng điện ngắn mạch trong từng phần của dây

quấn của MBA sử dụng phương pháp kết hợp mạch từ và

mạch điện Dùng phương pháp PTHH để mô phỏng MBA

70MVA, 220/6,9/6,9 kV trong trường hợp ngắn mạch thử

nghiệm, kết quả về dòng điện ngắn mạch, từ trường tản và

lực điện từ hướng trục và hướng kính tác dụng lên dây quấn

CA và HA trong trường hợp ngắn mạch một phần dây quấn

hay cả dây quấn Ngoài ra, các tác giả [6,7,8] đều sử dụng

phương pháp PTHH để phân tích, tính toán phân bố từ

trường tản, điện kháng tản và lực điện từ tác dụng lên dây

quấn CA và HA của MBA trong trường hợp ngắn mạch

Đồng thời cũng đưa ra công thức tính toán dòng điện và lực điện từ quá độ trong trường ngắn mạch

Nhìn chung, các công trình nghiên cứu trên đây trình bày rất chi tiết và cụ thể về phân tích, tính toán lực hướng kính và hướng trục tác dụng lên dây quấn trong nhiều trường hợp khác nhau, nhưng chưa chỉ ra vùng nào trên dây quấn có giá trị lực lớn nhất

Bài báo này chúng tôi đã sử dụng PTHH với phần mềm Maxwell được hỗ trợ bản quyền của Viện Nghiên cứu quốc

tế về Khoa học và Kỹ thuật tính toán, Trường Đại học Bách khoa Hà Nội Nghiên cứu và tính toán phân bố từ trường trong mạch từ cũng như phân bố từ trường tản trong cửa sổ mạch từ của MBA công suất 250 kVA, điện áp 35/0.4 kV lúc xảy ra ngắn mạch nguy hiểm nhất Tính toán lực điện

từ hướng kính, hướng trục và lực tổng tác dụng lên dây quấn MBA trong trường hợp ngắn mạch 3 pha nguy hiểm nhất Từ đó chỉ ra vị trí có ứng lực lớn nhất để kiểm tra độ bền của dây quấn

2 Từ trường tản, lực điện từ và dòng điện ngắn

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 11

Lực Lorentz trên khối V ứng với mật độ dòng điện J

hiện tại trong khối V là:

Các biến J và A trong khối V có thể được tính bằng

phương pháp giải tích hoặc phương pháp số Phương pháp giải

tích thường nhanh hơn, tuy nhiên không thể sử dụng được

trong trường hợp của các mô hình với vật liệu phi tuyến, cấu

trúc hình học và/hoặc điều kiện biên phức tạp Chính vì vậy

sử dụng PTHH có thể giải quyết các bài toán phức tạp nói trên

và tính được ứng lực trên từng phần của cuộn dây

2.2 Dòng điện ngắn mạch

Khi xảy ra sự số ngắn mạch phía thứ cấp của MBA, lúc này

sinh ra lực điện từ lớn có thể phá hỏng dây quấn MBA Dòng

điện quá độ gồm có hai thành phần: một thành phần biến thiên

theo qui luật hình sin và một thành phần không chu kỳ [1]:

Biểu thức (7) cho thấy rằng nguy hiểm nhất là ngắn

mạch tại thời điểm điện áp bằng 0 (ψ = 0), lúc này giá trị

dòng điện cực đại xảy ra ở gần thời điểm t0 = (π/2+n)/

và có độ lớn:

n 2 Rn

- Xn

2.3.1 Mô hình máy biến áp

Sử dụng một MBA 250kVA-35/0,4 kV có thông số

kích thước lấy từ bản vẽ thiết kế của nhà máy chế tạo biến

áp SANAKY Hà Nội, trong đó: đường kính trụ tôn:

d = 161 mm; chiều cao cửa sổ mạch: Hcs = 410 mm;

khoảng cách giữa hai tâm trụ: Mo = 315 mm và các kích thước khác được thể hiện ở Hình 1

Hình 1 Mô hình cụ thể kích

thước mạch từ và dây quấn

MBA

Hình 2 Tọa độ các điểm khảo

sát theo chiều dày dây quấn

Hình 3 Mô hình MBA trong Maxwell

Hình 4 Mô hình chia lưới MBA trong Maxwell

Hình 3 cho thấy hình dạng của một mô hình MBA trong môi trường Maxwell Để giảm thời gian tính toán hiệu quả, vật liệu cách điện và cấu trúc hỗ trợ đang bị bỏ qua trong

mô hình này Ngoài ra, dây quấn sắp xếp đồng tâm được xét trong mô hình

12 Đoàn Thanh Bảo, Đặng Thị Từ Mỹ, Phạm Hồng Hải, Phạm Văn Bình

2.3.2 Dòng điện ở chế độ ngắn mạch của MBA

Các quá trình làm việc của MBA được điều khiển bằng

khóa (SW) ở Hình 5, để thiết kế mạch điện này trong tính

toán Maxwell đã dùng phần mềm Maxwell Circuit Editor

Phần đầu vào của MBA được cung cấp bởi nguồn điện

xoay chiều công suất vô hạn điện áp 35 kV

Trong đó, điện trở dây quấn CA là 38,62 Ω và hạ áp là

0,00262 Ω Ở trạng thái ban đầu, mạch HA được đấu nối

tiếp với một tải có điện trở rất lớn (có thể coi như mạch hở)

là trạng thái không tải Theo chu kì của nguồn điện xoay

chiều 3 pha cung cấp, tại thời điểm t0 = 0, điện áp pha B

bằng 0 thì tại thời điểm t = 0,0067 điện áp pha C bằng 0

Do đó, để chọn thời điểm ngắn mạch nguy hiểm nhất (mục

2.2) cần chọn thời điểm đóng các khóa tại t = 0,0067s Bài

toán phân tích theo miền thời gian với thời gian phân tích

được thiết lập là 0,1s, với bước thời gian là 0,0001s

Hình 5 Sơ đồ mạch điện ở các chế độ làm việc của MBA

Kết quả phân tích dòng điện CA, HA được biểu diễn như

Hình 6 và Hình 7 Các kết qủa trên các đồ thị cho thấy rằng:

giá trị biên độ của dòng điện cực đại trên pha C của dây quấn

HA là IHA_max= 7855,34 A tại thời điểm 0,016s, giá trị này

lớn gấp 15.4 lần dòng định mức (biên độ của dòng điện dịnh

mức là IHA_đm=510,24 A); Tương tự, trên các dây quấn CA

dòng điện ngắn mạch cực đại đạt được trên pha C với độ lớn

cực đại là ICA_max=89,05 A, tại thời điểm 0,016 s

Hình 6 Dòng điện ngắn mạch trên dây quấn HA

Hình 7 Dòng điện ngắn mạch trên dây quấn CA

2.3.3 Phân bố từ trường tản và lực điện từ

Bài toán được phân tích theo miền thời gian, phân tích

kết quả ta nhận được phân bố cường độ từ cảm trên mạch từ

tại thời điểm t = 0,005s (khi MBA chưa ngắn mạch) như ở

Hình 8 dạng vectơ, Hình 9 theo độ lớn, có giá trị lớn nhất

B = 1,0407 T và từ cảm tản trên dây quấn hầu như bằng không

Hình 8 Vectơ từ cảm trong lõi thép khi chưa ngắn mạch

Hình 9 Độ lớn từ cảm tản trong lõi thép khi chưa ngắn mạch

Tiếp theo, tại thời điểm t = 0,016s (dòng điện ngắn mạch cực đại) ở Hình 10 và 11, ta thấy cường độ từ cảm tản trên vùng dây quấn tăng lên, còn từ cảm trong mạch từ giảm đi Từ cảm tản trong cửa sổ mạch từ lớn nhất là 1,29T, phân bố tập trung ở khu vực giữa hai dây quấn CA và HA

Hình 10 Vectơ từ cảm tản trên dây quấn khi ngắn mạch

Hình 11 Độ lớn từ cảm tản trên dây quấn khi ngắn mạch

Kết quả phân bố dạng vector cũng cho ta thấy từ cảm lớn nhất phần giữa hai dây quấn và có phương song song với trục dây quấn (phương y), giảm dần về hai phía và có

xu hướng đổi hướng khi đến phần đầu mỗi dây quấn, do tại đây xuất hiện thành phần từ cảm tản ngang (phương x)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 13

2.3.4 Phân bố lực điện từ ngắn mạch cực đại trên dây

quấn CA và HA

Lực điện từ được chia làm hai thành phần: lực hướng

kính (Fx) và lực hướng trục (Fy) Lực Fx có chiều vuông góc

với trục dây quấn, nó sinh ra do sự tác dụng của dòng điện

trong dây quấn nằm trong từ trường tản dọc trục By Lực Fy

có chiều song song với trục dây quấn, nó sinh ra do sự tác

dụng của dòng điện trong dây quấn nằm trong từ trường

tản ngang Bx [9]

+ Lực hướng kính: Fx = By.Jz

+ Lực hướng trục: Fy = Bx.Jz

Thành phần lực tổng: Fxy Fx2 Fy2 (9)

Ứng suất lực (hay gọi là ứng lực) là đại lượng biểu thị

nội lực phát sinh trong dây quấn dưới tác dụng của lực điện

từ Công thức tính ứng suất: σ = f/A (N/m2); với f là lực

(N) và A là diện tích bề mặt (m2) Để kiểm tra độ bền của

dây quấn trong điều kiện ngắn mạch nguy hiểm ta cần tính

ứng lực trên dây quấn sau đó so sánh với ứng lực cho phép

của dây quấn đồng

Khảo sát ứng lực hướng kính và hướng trục cực đại theo

chiều dày dây quấn HA và CA với các đường thẳng ở các

tọa độ (ở Hình 2): vị trí biên trong (x0), ở giữa (x1) và biên

ngoài (x2) dây quấn CA và HA tại thời điểm t = 0,016s

Kết quả phân tích ta nhận được đồ thị phân bố ứng lực

hướng kính và hướng trục cực đại theo chiều cao dây quấn

HA như ở Hình 12, 13

Hình 12 Phân bố ứng lực hướng kính F x trên dây quấn HA

Hình 13 Phân bố ứng lực hướng trục F y trên dây quấn HA

Ở Hình 12, 13 đồ thị biểu diễn phân bố ứng lực hướng

kính Fx và hướng trục Fy cực đại theo chiều dày (trục x)

dây quấn HA Hình 12 cho ta thấy tại vị trí biên ngoài (x2)

của dây quấn, ứng lực hướng kính Fx có giá trị lớn nhất là

26811,5 kN/m2 Hình 13 cho ta thấy tại vị trí giữa (x1) của

± 7546,6 kN/m2

Tương tự, ta cũng nhận được kết quả đồ thị phân bố ứng

lực hướng kính và hướng trục cực đại theo chiều cao dây

quấn CA tại thời điểm t=0,016 s như ở Hình 14, 15

Hình 14 Phân bố ứng lực hướng kính F x trên dây quấn CA

Hình 15 Phân bố ứng lực hướng trục F y trên dây quấn CA

Ở Hình 14, 15 đồ thị biểu diễn phân bố ứng lực hướng kính Fx và hướng trục Fy cực đại theo chiều dày dây quấn

CA Hình 14 cho ta thấy tại vị trí biên trong (x0) của dây quấn, ứng lực hướng kính Fx có giá trị lớn nhất là - 22483 kN/m2 Hình 15 cho ta thấy tại vị trí giữa (x1) của dây quấn, ứng lực hướng trục Fy có giá trị lớn nhất ± 9243,1 kN/m2 Mặt khác, khi xét theo chiều cao (trục y) của một dây quấn thì lực Fx lớn nhất ở giữa dây quấn và nhỏ dần ở hai đầu dây quấn là vì từ trường tản hướng trục By có giá trị lớn nhất ở giữa dây quấn và nhỏ dần ở hai đầu dây quấn, còn lực Fy lớn nhất ở hai đầu dây quấn, nhỏ dần và bằng không khi vào giữa dây quấn là vì từ trường tản hướng kính

Bx, có giá trị lớn nhất hai đầu dây quấn và phân bố nhỏ dần vào giữa dây quấn và ở chính giữa dây quấn thì bằng 0

Từ các kết quả phân bố ứng lực lớn nhất này, ta tính

Bảng 2 Bảng kết quả phân bố ứng lực có giá trị lớn nhất

Tổng ứng lực Fxy

[kN/m2]

26811 22483

Thành phần ứng lực tổng Fxy lớn nhất này tại vị trí chính giữa biên ngoài của cuộn dây HA và biên trong của cuộn dây CA Tổng ứng lực tác dụng dây quấn làm chúng bị kéo,

ở Bảng 2 ứng suất lực là Fmax = 2,6811.107 N/m2 Trường hợp dây quấn được xem là vật thể rắn, dây quấn cố định chặt, cách điện mềm ứng lực cho phép của dây đồng

σtbcp = (5÷10).107 N/m2 [1] Do đó, khi xảy ra ngắn mạch với dòng điện cực đại thì ứng suất lớn nhất của dây quấn chưa vượt quá giới hạn cho phép

14 Đoàn Thanh Bảo, Đặng Thị Từ Mỹ, Phạm Hồng Hải, Phạm Văn Bình điều kiện ngắn mạch Quá trình phân tích theo miền thời

gian của một mô hình MBA 250 kVA-35/0,4 kV

Dòng điện ngắn mạch quá độ cực đại của MBA đã được

xác định tại thời điểm t = 0,016 s, từ đó xác định ứng lực

hướng kính và hướng trục cực đại trên các cuộn dây HA

theo chiều dày x và theo chiều cao y dây quấn là

26811,5 kN/m2 và ± 7546,6 kN/m2; và trên cuộn dây CA là

tổng ứng lực trên dây quấn HA là lớn nhất

ứng lực chưa vượt qua giới hạn cho phép của dây quấn

Các kết quả này bước đầu chỉ ra nguyên nhân gây ra

phá hủy cuộn dây để từ đó đưa ra phương án thiết kế MBA

cho phù hợp Việc mô phỏng tìm ứng lực lớn nhất trên cuộn

dây trong điều kiện ngắn mạch là rất cần thiết trong thiết

kế, sản xuất, thử nghiệm và vận hành MBA điện lực

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Phạm Văn Bình, Lê Văn Doanh, “Máy biến áp – lý thuyết – vận hành

- bảo dưỡng - thử nghiệm”, Nxb Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội,

lần 2, năm 2011

[2] Đoàn Thanh Bảo, Đỗ Chí Phi, Phạm Văn Bình, Đoàn Đức Tùng, Võ

Khánh Thoại, “Phân tích lực điện từ ngắn mạch của máy biến áp vô

định hình”, Tạp chí Khoa học & Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, số

11(84), Quyển 2, trang 1–9, 2014

[3] H S de Azevedo, A.C. ; Rezende, I. ; Delaiba, A.C. ; de Oliveira, J.C. ; Carvalho, B.C. ; de Bronzeado, “Investigation of Transformer Electromagnetic Forces Caused by External Faults Using FEM”,

Transmission & Distribution Conference and Exposition: Latin America, 2006 TDC ’06 IEEE/PES, pp 1–6, 2006

[4] A Ahmad, I Javed, and W Nazar, “Short Circuit Stress Calculation in Power Transformer Using Finite Element Method on High Voltage

Winding Displaced Vertically”, International Journal of Emerging

Technology and Advanced Engineering, ijetae.com, vol 3, no 11, 2013

[5] G B Kumbhar and S V Kulkarni, “Analysis of Short-Circuit Performance of Split - Winding Transformer Using Coupled Field-

Circuit Approach”, IEEE transactions on power delivery, vol 22,

no 2, april 2007, pp.936-943 [6] M R Feyzi and M Sabahi, “Finite element analyses of short circuit forces in power transformers with asymmetric conditions”, 2008

IEEE International Symposium on Industrial Electronics, no 1, pp

576–581, Jun 2008

[7] M B B Sharifian, R Esmaeilzadeh, M Farrokhifar, J Faiz, M Ghadimi, and G Ahrabian, “Computation of a Single-phase Shell- Type Transformer Windings Forces Caused by Inrush and Short- circuit Currents” Faculty of Electrical and Computer Engineering, University of Tabriz, Tabriz, Iran Azarbaijan Regional Electric Company, Tabriz, Iran Dep, vol 4, no 1, pp 51–58, 2008 [8] A M Kashtiban, A Vahedi, and A Halvaei, “Investigation of Winding Type E ffect on Leakage Flux of Single Phase Shell Type Transformer Using FEM”, pp 1755–1758

[9] Marcel Dekler, “Transformer_Engineering Design_and_Practice - Chapter 6: Short Circuit Stresses and Strength”, no year 2000,

pp 231–275

(BBT nhận bài: 10/03/2015, phản biện xong: 26/04/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 15

ỨNG DỤNG PHƯƠNG PHÁP PHÂN TÍCH THÀNH PHẦN CHÍNH

CHO BÀI TOÁN DỰ BÁO PHỤ TẢI ĐIỆN NGẮN HẠN

APPLYING THE METHOD OF PRINCIPAL COMPONENT ANALYSIS

TO SHORT-TERM LOAD FORECASTING IN ELECTRICAL POWER SYSTEM

Quản Quốc Cường 1 , Nguyễn Xuân Vinh 3 , Nguyễn Đức Thành 3 , Nguyễn Đức Huy 2

Tóm tắt - Dự báo phụ tải điện năng là một vấn đề quan trọng trong hệ

thống điện hiện nay Mục đích của dự báo phụ tải trong tương lai dựa

vào các quan sát trong quá khứ, phục vụ cho công tác điều độ và quy

hoạch nguồn lưới trong hệ thống điện Hiện nay có rất nhiều phương

pháp dự báo phụ tải khác nhau, nhưng chưa có một phương pháp nào

để chọn số liệu quan trọng thu thập được trong quá khứ dùng cho bài

toán dự báo phụ tải Trong bài báo này tính toán phụ tải điện ngắn hạn

cho 24 giờ trong ngày và một tuần bằng phương pháp ứng dụng mạng

nơ ron Phương pháp phân tích thành phần chính (PCA) dùng cho việc

phân tích bộ số liệu thu thập được Quá trình xây dựng mô hình, khi xét

được sự tương quan giữa ngày dự báo phụ thuộc vào những ngày nào

trong quá khứ Áp dụng thuật toán PCA sẽ giảm được những số liệu

không quan trọng trong bộ số liệu mẫu, để phục vụ cho công tác dự

báo Độ chính xác của giải thuật đã được kiểm chứng thông qua mô

phỏng trên phần mềm MATLAB

Abstract - Electricity load forecasting is im portant in power

systems The purpose of load forecasting in the future based on past observations is to serve the regulation and planning of electric power system At present there are many methods using load forecasting, but no method to choose the critical data collected in the past for load forecasting problem is available In this paper the short-term power load for 24 hours and a week ahead is calculated

by using artificial neural network (ANN) The principal component analysis (PCA) m ethod is applied to analyse the data collected The process of building the model, considering the correlation between the predicting date depends on the day of the past By applying PCA algorithm the num ber of non-critical data in the data sample will be reduced The accuracy of the algorithm is verified through sim ulation in MATLAB software

Từ khóa - thành phần chính; mạng nơ ron; phụ tải điện ngắn hạn;

mạng truyền thẳng nhiều lớp; sai số trung bình phần trăm tuyệt đối.

Key words - Principal component analysis; Neural network;

Short-term Load Forecasting; Multi-layer perceptron; Mean Absolute Percent Error

1 Đặt vấn đề

Bài toán dự báo phụ tải ngắn hạn cho khoảng thời gian

một giờ đến một tuần để phục vụ cho công tác điều độ và vận

hành hệ thống điện được đánh giá là phức tạp so với các bài

toán khác Vấn đề này có rất nhiều mô hình, giải pháp được

đề xuất và ứng dụng Tuy nhiên, cho tới thời điểm này vẫn

chưa có một mô hình chuẩn nào để áp dụng hiệu quả cho mọi

đối tượng Do đặc thù mỗi vùng, mỗi khu vực phụ tải điện phụ

thuộc khác nhau vào các số liệu trong quá khứ như phụ tải,

thời tiết Sự khác nhau này đòi hỏi phải điều chỉnh lại các

thông số của một mô hình đã được lựa chọn nào đó hoặc phải

xây dựng một mô hình hoàn toàn mới

Các phương pháp thông thường để dự báo phụ tải như mô

hình áp dụng ngày tương tự (Similar-day approach), phương

pháp hồi quy (Regression methods), các mô hình chuỗi thời

gian (Time series) [1], [2] Tuy nhiên, những phương pháp

này không thể hiện rõ mối quan hệ phi tuyến phức tạp giữa

phụ tải và các yếu tố đầu vào Để khắc phục những nhược

điểm đó, mạng nơ ron được sử dụng trong bài toán dự báo phụ

tải điện từ những năm 1990 Mạng nơ ron được dùng ước

lượng các hàm phi tuyến phù hợp với đường cong phụ tải [3]

Mô hình có nhiều ứng dụng nhất là mạng truyền thẳng

nhiều lớp (MLP) với một hoặc hai lớp ẩn Số lớp ẩn và số nơ

ron trên từng lớp, cũng như các hàm truyền đạt của các nơ ron

trong mỗi mô hình, đều khác nhau do được xây dựng cho các

đối tượng khác nhau hoặc cùng một đối tượng, nhưng các bộ

số liệu và thời điểm lấy số liệu khác nhau

Các số liệu quan sát trong quá khứ được đưa vào bài toán

dự báo phụ tải như phụ tải quá khứ, thời tiết, các ngày nghỉ lễ,

ngày đặc biệt trong năm Với bộ số liệu mẫu thu thập được rất lớn, trong đó có nhiều số liệu không quan trọng và có những

số liệu tương tự nhau Khi sử dụng bộ số liệu mẫu trên đưa vào mạng nơ ron dự báo, dẫn đến quá trình học kéo dài và khả năng tổng quát của mạng sẽ giảm đi

Phương pháp phân tích thành phần chính được viết năm

1901 bởi Karl Pearson và được sử dụng như một công cụ để phục vụ cho việc tính toán phân tích các đặc trưng của tập

số liệu mẫu PCA là phương pháp giảm kích thước của bộ số liệu mẫu ban đầu Chỉ chọn những số liệu ảnh hưởng đến phụ tải dẫn đến kết quả dự báo tốt hơn [4], [5]

2 Mô hình dự báo kết hợp giữa PCA và ANN

Hình 1 Mô hình dự báo kết hợp giữa PCA và ANN

Bộ số liệu về thông số thời tiết (nhiệt độ cao, nhiệt độ thấp, số giờ nắng, mưa …), các ngày trong tuần (ngày làm việc, ngày nghỉ, ngày lễ, tết …) và phụ tải quá khứ được sử dụng trong mô hình [6] Số liệu mẫu thu thập từ 01/01/2010 đến 30/09/2014

16 Quản Quốc Cường, Nguyễn Xuân Vinh, Nguyễn Đức Thành, Nguyễn Đức Huy Thuật toán được trình bày trong bài báo này sử dụng bộ

số liệu thu thập được từ lưới điện ISO New England có kích

thước [41616 x 17] để kiểm tra tính chính xác và hiệu quả

của thuật toán Áp dụng phương pháp PCA để loại bỏ

những thành phần dữ liệu không đặc trưng ra khỏi bộ dữ

liệu ban đầu, thu được bộ số liệu có kích thước [41616 x

6] Bộ dữ liệu ngõ ra của phương pháp PCA được tách

thành hai phần 70% dùng để huấn luyện mạng nơ ron và

Bước 2: Xây dựng không gian mới

Tính ma trận hiệp phương sai của các đặc trưng trong

Trong đó: là ma trận đã chuẩn hóa từ ma trận số liệu

ban đầu Các trị riêng, vector riêng tương ứng của R sẽ

sắp xếp theo thứ tự giảm dần của trị riêng Giả sử trị riêng

Bước 3: Tính toán số lượng thành phần chính

Bước 4: Tính các thành phần chính của ma trận ban đầu

Chuyển ma trận ban đầu nhiều chiều sang ma trận mới

là ma trận mới có mang tất cả các đặc trưng từ ma

trận X ban đầu; với số chiều trong ma trận Z giảm so với

ma trận X

2.2 Mô hình dự báo phụ tải điện ngắn hạn

2.2.1 Mạng nơ ron

Đối với bài toán có hàm truyền đạt với mức độ phi

tuyến cao, cấu trúc phức tạp hơn Cách đơn giản nhất là

tăng số lớp xử lý tín hiệu giữa đầu vào và đầu ra cũng như

tăng khối lượng tính toán trên từng lớp này Các lớp tính

toán nằm giữa hai lớp vào và lớp ra được gọi chung là lớp

ẩn (hidden layer) Mạng truyền thẳng nhiều lớp (MLP) đáp

ứng được các yêu cầu của bài toán đặt ra [7]

Hình 2 Mạng truyền thẳng nhiều lớp MLP

2.2.2 Xây dựng mô hình

Trong việc xây dựng các mô hình dự báo phụ tải, để được mô hình tốt nhất cần thực hiện nhiều bước với các thông số đầu vào thay đổi Mô hình tốt nhất khi sai số đánh giá trên tập kiểm tra là thấp nhất Các bước xây dựng một

mô hình dự báo phụ tải như sau:

Bước 1: Thay đổi bộ số liệu mẫu đầu vào mạng nơ ron

Mô hình được xây dựng trên bộ số liệu trong quá khứ như phụ tải, thời tiết, ngày nghỉ, ngày làm việc Khi lựa chọn số liệu đầu vào mạng, cần những số liệu quan trọng nhất để đưa vào huấn luyện Do đó sẽ giảm thời gian huấn luyện và đem lại kết quả tốt

Bước 2: Lựa chọn mô hình tốt nhất

Trong các tài liệu về mạng nơ ron chưa đưa ra một thuật toán về lựa chọn cấu trúc mạng nơ ron tối ưu cho từng bài toán cụ thể Cách chọn cấu trúc mạng chỉ dựa trên phương pháp thử và sai, bài báo này áp dụng phương pháp thử và sai để xây dựng cấu trúc mạng nơ ron

Bước 3: Tối ưu hóa mô hình

Khi chọn được mô hình mạng thích hợp, sẽ cố định số nơron lớp ẩn và thay đổi số lần lặp để tối ưu hoá sai số Mô hình với số lần lặp có sai số thấp nhất sẽ được chọn làm mô

hình dự báo cuối cùng

2.2.3 Mô hình dự báo

Mô hình 6xNx1

+ Số nơ ron lớp vào: 6

- Nhiệt độ thấp;

- Phụ tải cùng giờ của ngày trước;

- Phụ tải cùng giờ của tuần trước;

- Phụ tải trung bình của 24 giờ trước;

+ Số nơ ron lớp ẩn: N=20;

+ Số nơ ron lớp ra: 1;

+ Số nơ ron lớp ẩn: N=20;

+ Số nơ ron lớp ra: 1;

Hình 3 Mô hình ANN 6×20×1 dự báo phụ tải điện

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 17

3 Kết quả

Kết quả dự báo phụ tải điện cho 24 giờ trong ngày và

thể hiện kết quả dự báo trong một tuần từ ngày 01/09/2014

đến ngày 07/09/2014 (Hình 4, 5, 6, 7)

Đồ thị dự báo biểu diễn giá trị phụ tải thực tế và phụ tải

dự báo, đơn vị dự báo phụ tải là MW và thời gian tương

ứng trong ngày Bảng kết quả dự báo thể hiện thông số phụ

tải thực tế, phụ tải dự báo (Bảng 1 và 2)

Tiêu chuẩn đánh giá sử dụng hàm APE (Absolute

Percent Error): Tính sai số phần trăm tuyệt đối trên toàn

bộ mẫu kiểm tra hoặc hàm MAPE (Mean Absolute Percent

Error) : Tính sai số trung bình phần trăm tuyệt đối

Hình 4 Đồ thị dự báo phụ tải ngày 01/09/2014

Dự báo cho tuần (01/09/2014 – 07/09/2014)

Sai số MAPE = 2,43%

Hình 5 Đồ thị dự báo phụ tải ngày 01- 07/09/2014

3.1.2 Đồ thị dự báo của mô hình PCA+ANN

Ngày dự báo 01/09/2014

Sai số MAPE = 2,02%

Hình 6 Đồ thị dự báo phụ tải ngày 01/09/2014

Dự báo cho tuần từ (01/09/2014 – 07/09/2014)

Sai số MAPE = 2,22%

Hình 7 Đồ thị dự báo phụ tải ngày 01- 07/09/2014 3.2 Bảng kết quả dự báo

Bảng kết quả dự báo ngày 01/9/2014:

Bảng 1 Kết quả dự báo ngày 01/09/2014

Giờ dựbáo

Phụ tải thực tế

Phụ tải dự báo (ANN)

Phụ tải dự báo(PCA + ANN)

Sai số APE (%) ANN

Sai số APE(%) PCA + ANN

18 Quản Quốc Cường, Nguyễn Xuân Vinh, Nguyễn Đức Thành, Nguyễn Đức Huy

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] S Mishra, “Short term load forecasting using computational intelligence methods”, Master Thesis of Technology, National Institute of Technology Rourkela, 2008

[2] R Engle, C Mustafa and J Rice, “Modeling Peak Electricity

Demand”, Journal of Forecasting, p 11:241–251, 1992

[3] M Peng, N Hubele and G Karady, “Advancement in the Application of Neural Networks for Short-Term Load Forecasting”,

IEEE Transactions on Power Systems, p 7:250–257, 1992

[4] B L B Liu and R Y R Yang, “A Novel Method based on PCA and

LS-SVM for Power Load Forecasting”, 2008 Third Int Conf Electr

Util Deregul Restruct Power Technol., no 978, pp 759–763, 2008

[5] M Afshin and a Sadeghian, “PCA-based Least Squares Support

Vector Machines in Week-Ahead Load Forecasting”, 2007 IEEE/IAS

Ind Commer Power Syst Tech Conf., pp 1–6, May 2007

[6] http://iso-ne.com/

[7] Q Q Cuong, “Ứng dụng mạng nơron nhân tạo trong dự báo phụ tải điện ngắn hạn”, Luận văn cao học ngành hệ thống điện, Trường ĐHBKHN, 2014

(BBT nhận bài: 16/03/2015, phản biện xong: 17/05/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 19

THIẾT KẾ VÀ CHẾ TẠO BUỒNG CHÁY ĐẲNG TÍCH ỨNG DỤNG TRONG

NGHIÊN CỨU MÔ PHỎNG SỰ CHÁY ĐỘNG CƠ DIESEL

DESIGNING AND FABRICATING A CONSTANT-VOLUME COMBUSTION VESSEL

APPLYING FOR SIMULATED DIESEL COMBUSTION

Nguyễn Văn Đông 1 , Nguyễn Ngọc Dũng 2

Tóm tắt - Ứng dụng nhiên liệu sinh học trên động cơ đốt trong hiện

đang được xem là những hướng phát triển chính trong việc giảm

sự phụ thuộc vào nguồn nhiên liệu hóa thạch, giảm phát thải ô

nhiễm môi trường Mục tiêu chính của nghiên cứu này là mô tả quá

trình thiết kế, chế tạo buồng cháy đẳng tích nhằm phát triển công

cụ nghiên cứu mô phỏng sự cháy trong động cơ diesel Bằng việc

được các ảnh hưởng của áp suất, nhiệt độ, thành phần ô xy (EGR),

quá trình hình thành và phát triển tia phun, quá trình hòa trộn lên

đặc tính quá trình cháy, đặc tính phát thải của động cơ Hệ thống

buồng cháy bao gồm cụm buồng cháy, hệ thống tạo hỗn hợp, hệ

thống khuấy, hệ thống đánh lửa, hệ thống phun nhiên liệu, hệ

thống đo và xử lý số liệu Việc thiết kế, chế tạo thành công buồng

cháy là cơ sở để thực hiện các cơ bản về sự cháy, động cơ và

nhiên liệu thay thế tại Việt Nam

Abstract - The application of biofuels on internal combustion engine

is being considered as one of the most important directions in solving dependence on fossil fuel and reducing air pollution The main objective of the research is to describe the design and fabrication of

a constant-volume combustion vessel The vessel can simulate environment and condition similar to that in a diesel combustion By changing ambient and injection conditions, the vessel can simulate the effects of ambient pressure, ambient temperature, oxygen concentration (EGR), spray penetration and development, mixture formation on combustion and emission characteristics The constant- volume vessel includes combustion chamber, mixture preparation system, stirrer system, ignition system, fuel injection system and data acquisition system The research on the design and fabrication of a constant-volume vessel establishes the background for the development of fundamental research on combustion, engine, and alternative fuels in Vietnam

Từ khóa - Buồng cháy đẳng tích; mô phỏng sự cháy diesel; thời

gian cháy trễ; nhiên liệu thay thế; EGR

Key words - Constant-volum e com bustion vessel; sim ulated

diesel combustion; alternative fuel; Ignition delay; EGR

1 Giới thiệu

Các loại nhiên liệu hóa thạch là nguồn tài nguyên không

tái tạo, bởi vì trái đất mất hàng triệu năm để tạo ra chúng

và lượng tiêu thụ đang diễn ra nhanh hơn tốc độ được tạo

thành [1] Dầu thô, khí ga và than đá là những nhiên liệu

hóa thạch đã và đang trên đà cạn kiệt Chúng là nguồn

nhiên liệu chính cung cấp nguồn năng lượng cho các ngành

công nghiệp, nông nghiệp, xây dựng, giao thông vận tải,

quân sự và hầu hết các hoạt động của con người Nhiên liệu

hóa thạch hiện đang cung cấp khoảng 90% cho tất cả các

năng lượng thương mại được sử dụng trên thế giới [2] Năm

2009, người ta ước tính khí thải từ các hoạt động có liên

quan đến các sản phẩm từ dầu mỏ và nhiên liệu hóa thạch

chiếm khoảng 70% tổng lượng khí thải trên toàn thế giới

[3] Khí thải là nguyên nhân trực tiếp gây ra những biến đổi

khí hậu, hiệu ứng nhà kính và hàng loạt các vấn đề về môi

trường, việc đốt nhiên liệu có nguồn gốc hóa thạch thải ra

môi trường một lượng lớn các chất gây ô nhiễm, đang phá

hủy trầm trọng môi trường sống, gây biến đổi khí hậu và là

một trong những nguyên nhân chính dẫn đến các thảm họa

thiên tai trong những năm gần đây Rất nhiều các biện

pháp, giải pháp đã được đề xuất, triển khai ứng dụng Trong

đó, có các nghiên cứu và phát triển các loại năng lượng

mới, năng lượng tái tạo (new/renewable energy) thay thế

nhiên liệu có nguồn gốc hóa thạch Trong đó, nghiên cứu

về việc ứng dụng biodiesel là một trong những nghiên cứu

nổi bật trong lĩnh vực nghiên cứu, tìm kiếm nguồn nhiên

liệu thay thế cho nhiên liệu diesel truyền thống

Biodiesel là một loại nhiên liệu có tính chất tương

đương với nhiên liệu dầu diesel, nhưng được sản xuất từ

dầu thực vật hay mỡ động vật Về phương diện hóa học thì biodiesel là hỗn hợp methyl ester của những axít béo, được tạo ra từ các loại dầu thực vật (dầu dừa, dầu Jatropha curcas, dầu đậu nành, dầu cọ, dầu cải [4], các nguồn dầu tái chế trong quá trình chế biến thực phẩm từ các nhà hàng (recycled cooking oils) hoặc dầu từ mỡ động vật [5] Dầu biodiesel được oxy hóa và chứa khoảng 11% oxy [6] Biodiesel có tiềm năng rất lớn, dùng làm nhiên liệu thay thế nhiên liệu diesel truyền thống sử dụng cho động cơ Có hai tiêu chuẩn phát triển dầu diesel sinh học chính là ASTM-D 6751 ở Hoa Kỳ và EN14214 ở Liên minh Châu

Âu Theo đó, quá trình sản xuất diesel sinh học bắt đầu từ dầu thực vật nguyên chất hoặc các chất béo đã qua sử dụng

Ưu điểm của dầu biodiesel là giảm đáng kể khí thải (Cacbon monoxide - CO, Hidrocacbon - HC, Particulate matter - PM) của động cơ góp phần làm giảm hiệu ứng nhà kính [7], có thể sử dụng trực tiếp cho động cơ diesel, mà không cần phải cải tạo [9], có độ nhờn cao hơn dầu diesel, tăng tính an toàn trong bảo quản và vận chuyển (có điểm chớp cháy cao hơn)… Vì những ưu điểm trên, dầu biodiesel được xem là nguồn nhiên liệu thay thế phù hợp, tối ưu và đáp ứng được yêu cầu cấp thiết cho sự phát triển ngành năng lượng của nhân loại trong tương lai

Rất nhiều các nghiên cứu thực hiện việc ứng dụng biodiesel trên động cơ đốt trong Các nghiên cứu thông thường thực hiện việc đánh giá về đặc tính công suất, đặc tính khí thải của động cơ khi sử dụng nhiên liệu diesel truyền thống và sử dụng biodiesel hoặc hỗn hợp của nó Thông qua quá trình thử nghiệm, các phân tích được đưa ra nhằm tối ưu hóa động cơ, cũng như đánh giá ảnh hưởng của

20 Nguyễn Văn Đông, Nguyễn Ngọc Dũng việc sử dụng biodiesel lên các chi tiết động cơ [10] Một số

các nhà nghiên cứu cũng thực hiện việc đánh giá đặc tính

quá trình cháy động cơ sử dụng nhiên liệu biodiesel thông

qua việc phân tích quá trình cháy của nó [4], [9] động cơ

bằng cách phân tích dữ liệu cảm biến áp suất Các nghiên

cứu này được thực hiện trên động cơ diesel hiện hữu Động

cơ này được chuyển đổi qua sử dụng biodiesel trong thời

gian ngắn trong quá trình thử nghiệm và sau đó hoạt động

trở lại với nhiên liệu diesel truyền thống

Việc thực hiện các nghiên cứu cơ bản nhằm cải thiện

quá trình cháy, nâng cao năng suất, hiệu suất sử dụng nhiên

liệu trong động cơ đốt trong là một trong những hướng

nghiên cứu quan trọng, thu hút rất nhiều các nhà khoa học

trong và ngoài nước tham gia Trong việc nghiên cứu quá

trình cháy động cơ diesel, việc sử dụng buồng cháy thống

nhất làm công cụ nghiên cứu, phát triển, mô phỏng quá

trình cháy trong động cơ diesel là một trong những phát

minh đột phá của ngành Naber J D y Siebers D L [10]

là hai nhà khoa học tại phòng thí nghiệm quốc gia Mỹ

(Sandia National Laboratory) trong việc phát triển buồng

cháy thống nhất (constant-volume vessel) trong việc mô

phỏng quá trình cháy

Buồng cháy đẳng tích là công cụ rất mạnh giúp trong

việc tiến hành nghiên cứu cơ bản, thực nghiệm và mô

phỏng các quá trình biến đổi, sự cháy trong động cơ đốt

trong [11] Thông quá buồng cháy này, ta có thể thực hiện

các nghiên cứu thực nghiệm, cơ bản về quá trình hình thành

phát triển của tia phun nhiên liệu, quá trình cháy, quá trình

hình thành hỗn hợp trong động cơ diesel [12] Hiện tại, việc

ứng dụng buồng cháy thống nhất trong việc nghiên cứu quá

trình hình thành và phát triển tia phun, quá trình cháy động

cơ đang phát triển rất mạnh trong các phòng nghiên cứu về

cháy tại Nhật Bản và Mỹ

Các nghiên cứu cơ bản về quá trình hình thành và phát

triển tia phun nhiên liệu, thời gian cháy trễ và đặc tính biến

đổi quá trình cháy khi sử dụng biodiesel trên buồng cháy

đẳng tích còn rất hạn chế Hiện tại, chỉ có một số nghiên

cứu từ Nhật Bản, đặc biệt từ trường Đại học Kyoto thực

hiện các nghiên cứu cơ bản trong việc phân tích thời gian

cháy trễ và quá trình cháy nhiên liệu biodiesel sản xuất từ

dầu ăn phế thải trên buồng cháy đẳng tích [11]

Trong việc ứng dụng nhiên liệu biodiesel từ mỡ cá ba

sa, dầu cây Jatropha, rong biển tại Việt Nam, các nghiên

cứu cơ bản về phân tích quá trình cháy, thời gian cháy trễ

là cực kỳ quan trọng Các số liệu thu được từ nghiên cứu là

nền tảng, cơ sở căn bản cho việc phát triển động cơ (đặc

biệt động cơ máy nông nghiệp sản xuất từ nhà máy Vikyno)

sử dụng nhiên liệu biodiesel tại Việt Nam Mục tiêu chính

của bài báo này là trình bày lý thuyết cơ bản nhằm mục

nghiên cứu phát triển, chế tạo buồng cháy đẳng tích phục

vụ cho công việc nghiên cứu, đào tạo tại Việt Nam

2 Cơ sở lý thuyết

2.1 Quá trình cháy động cơ diesel

Quá trình cháy trong động cơ diesel là quá trình cháy

không đồng nhất Nhiên liệu được phun sương vào buồng

cháy động cơ ở cuối quá trình nén với áp suất và nhiệt độ

900K Dựa vào sự biến thiên áp suất và nhiệt độ trong

xylanh, có thể chia quá trình cháy trong động cơ Diesel làm bốn giai đọan và được biểu diễn trong Hình 1 Giai đoạn cháy trễ (ignition delay) là giai đoạn đầu tiên chuẩn bị hình thành các tâm cháy Giai đoạn cháy trễ được tính từ lúc bắt đầu phun nhiên liệu cho đến khi xuất hiện các tâm cháy đầu tiên, hoặc khi đường áp suất do sự cháy nhiên liệu tách khỏi đường áp suất do nén Thời gian cháy trễ dài hay ngắn sẽ ảnh hưởng toàn bộ đến quá trình cháy Thời gian cháy trễ dài dễ dẫn đến sự cháy kích nổ, là nguyên nhân gây ra tiếng

ồn và phát sinh NOx trong động cơ diesel Ngược lại, thời gian cháy trễ quá ngắn, nhiên liệu sẽ cháy ngay sau khi phun vào buồng cháy, làm giảm công suất cực đại động cơ Thời gian cháy trễ phụ thuộc vào rất nhiều các yếu tố như: tính chất nhiên liệu, nhiệt độ và áp suất buồng cháy tại thời điểm phun nhiên liệu, độ rối của dòng không khí trong buồng cháy, thành phần ô-xy trong buồng cháy và độ phun tơi sương của nhiên liệu (đường kính và áp suất phun) Giai đoạn cháy nhanh (rapid combustion) là giai đoạn phát triển các trung tâm bốc cháy và lan tràn màng lửa Giai đọan này

kể từ khi đường áp suất do cháy tách khỏi đường áp suất

do nén cho đến khi áp suất trong xy-lanh đạt giá trị cực đại Trong giai đọan này, phần lớn nhiên liệu phun vào trong giai đọan trước được bốc cháy vì đã được chuẩn bị và cả một phần nhiên liệu mới phun vào ở giai đọan II đã được bay hơi và trộn kịp thời cũng được bốc cháy, nên tốc độ bốc cháy tăng lên rất nhanh, tốc độ tỏa nhiệt lớn, nhiệt độ

và áp suất tăng nhanh Nhiệt lượng tỏa ra trong giai đọan này chiếm khoảng 1/3 nhiệt lượng cung cấp Nếu thời gian cháy trễ dài, giai đoạn này cũng có thể được xem như giai đoạn cháy chính, phần lớn năng lượng tỏa ra trong thời gian ngắn làm tăng áp suất và nhiệt độ đột ngột dẫn đến tiếng

ồn và phát thải NOx cao trong động cơ diesel

Hình 1 Các giai đoạn chính trong quá trình cháy

trong động cơ diesel [13]

Giai đoạn cháy chính được tính từ lúc áp suất trong xylanh đạt giá trị cực đại cho đến lúc nhiệt độ trong xylanh đạt giá trị cực đại Khí hỗn hợp công tác chủ yếu được cháy trong giai đọan này Tốc độ giảm dần do nồng độ ôxy giảm Sản vật cháy tăng lên và nhiệt độ tỏa ra trong giai đoạn này là lớn nhất Nhiệt độ trong xy-lanh vẫn tiếp tục tăng, nhưng áp suất bên trong xy-lanh giảm do tăng áp suất cháy không bù lại sự giảm

áp suất do pít-tông đi xuống Giai đọan cháy chính chiếm khoảng (40  50)% lượng nhiên liệu phun vào buồng đốt động

cơ Đặc trưng cho giai đoạn này là nhiệt độ cực đại

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 21 Giai đoạn cháy rớt là giai đoạn cháy phần hỗn hợp công

tác còn lại Giai đoạn này được tính kể từ khi nhiệt độ trong

xy-lanh đạt giá trị cực đại cho đến khi kết thúc quá trình

cháy và nhiên liệu chưa cháy hết ở ba giai đọan trên sẽ cháy

ở giai đọan này Nhiên liệu cháy trong giai đọan cháy rớt

chiếm khoảng (10  20)% Tốc độ cháy ở giai đọan này rất

chậm do thiếu ô-xy, nhiều sản phẩm cháy

Quá trình cháy của động cơ diesel bị ảnh hưởng bởi rất

nhiều các yếu tố như: góc đặt kim phun, tính chất nhiên

liệu, áp suất và thời điểm phun nhiên liệu, tỉ số nén, kết cấu

buồng cháy, số vòng quay động cơ, điều kiện khí nạp

mới…Khi thay đổi một trong những thông số này sẽ ảnh

hưởng đến giai đoạn cháy trễ và ảnh hưởng đến các đặc

tính về sự cháy, đặc tính công suất và đặc tính khí thải động

cơ Do đó, việc nghiên cứu các ảnh hưởng này lên động cơ

diesel rất khó, tốn kém và đòi hỏi mất rất nhiều thời gian

2.2 Mô phỏng sự cháy động cơ diesel

Như đã phân tích ở phần trên, rất nhiều các yếu tố ảnh

hưởng đến sự cháy nhiên liệu diesel trong động cơ Để giải

quyết vấn đề này, lý thuyết về quá trình cháy hai giai đoạn

mô phỏng sự cháy động cơ diesel được đưa ra, nhằm đơn

giản hóa việc nghiên cứu quá trình cháy trong động cơ

diesel Bản chất của nguyên lý này là tạo ra môi trường áp

suất và nhiệt độ tương tự điều kiện cuối quá trình nén và

ngay ở thời điểm phun nhiên liệu Điều kiện áp suất và nhiệt

độ môi trường trong buồng đốt được trình bày trong Bảng 1

Bảng 1 Nhiệt độ và áp suất cuối kỳ nén trong động cơ diesel

Loại động cơ Nhiệt độ Tc (K) Áp suất Pc (MPa)

Hình 2 Sự biến thiên áp suất trong buồng cháy đẳng tích

Hình 2 trình bày về đường cong áp suất mô phỏng quá

trình cháy trong động cơ diesel Quá trình cháy hai giai

đoạn này được tạo ra trong buồng cháy đẳng tích Đỉnh áp

suất đầu tiên được tạo ra do sự đốt cháy của hỗn hợp hòa

khí C2H4, H2, O2 và N2 Thành phần hỗn hợp hòa khí được

tính toán và nạp vào trong buồng cháy, để sau khi đốt cháy

thành phần hỗn hợp này, sản phẩm phản ứng phải có thành

phần ô-xy tương tự như trong điều kiện thực tế của động

cơ Áp suất và nhiệt độ cực đại trong buồng cháy giảm dần

do sự truyền nhiệt của môi chất ra thành buồng cháy Khi

áp suất và nhiệt độ giảm đến điều kiện xác định (tham khảo

Bảng 1, ví dụ Pc = 4 MPa, Tc = 900K), nhiên liệu diesel sẽ

được phun vào buồng đốt Nhiên liệu sẽ tự hóa hơi, hòa

trộn, và tự bốc cháy tạo ra đỉnh áp suất thứ 2 Quá trình

cháy trong giai đoạn áp suất thứ hai này mô phỏng quá trình cháy trong một chu kỳ của động cơ diesel Thông qua việc thay đổi áp suất và nhiệt độ buồng cháy (tải, công suất trong động cơ), thay đổi thành phần ô-xy (tương ứng việc thay đổi tỉ lệ EGR), thay đổi áp suất phun, đường kính lỗ phun,

ta có mô phỏng hầu như toàn bộ các quá trình cháy của động cơ diesel trong thực tế

3 Hệ thống buồng cháy đẳng tích

Hình 3 trình bày sơ đồ nguyên lý hoạt động của buồng cháy đẳng tích Buồng cháy bao gồm các van nạp, thải để nạp hỗn hợp hòa khí tạo môi trường mô phỏng quá trình cháy động cơ diesel và thải khí cháy ra bên ngoài Bugi dùng để đốt hỗn hợp hòa khí và tạo môi trường nhiệt độ và

áp suất tương tự cuối quá trình nén trong động cơ Trong buồng cháy có gắn hệ thống khấy (stirrer) để hòa trộn hỗn hợp và tạo rối cho dòng khí Cảm biến áp suất được gắn trên buồng cháy để đo và phân tích quá trình cháy bên trong động cơ Hai mặt bên buồng cháy được làm bằng tinh thể thạch anh, giúp cho việc quan sát và chụp ảnh buồng cháy bằng phương pháp bóng mờ

Hình 3 Sơ đồ nguyên lý hoạt động buồng cháy đẳng tích

1 Bình nhiên liệu 18 Ống trữ nhiên liệu cao áp30 Van xả

2 Bình C 2 H 4 19 Đồng hồ chỉ thị áp suất31 Máy tính

3 Bình H 2 20 Bơm chân không 32 Bộ khuếch đại

5 Bình N 2 22 Bộ điều chỉnh điện áp 34 Bộ điều khiển tín hiệu 6,7,8,9 Các van điều áp 23 Mô tơ khuấy 35 IC điều khiển đánh lửa

12,13,14,15, 25 Các van nạp 27 Buồng đốt 38 Accu

16 Bình hòa trộn

17 Áp kế chân không

28 Cảm biến áp suất

29 Bugi Hỗn hợp khí gồm C2H4, H2, O2 và N2 từ các bình chứa được nạp đến bình hoà trộn hỗn hợp khí (16) thông qua các van điều áp (6, 7, 8, 9) và van nạp (12, 13, 14, 15) Trước khi nạp hỗn hợp khí bình hòa trộn được hút chân không bởi bơm chân không (20), để đo độ chân không trong bình chứa nhờ áp kế chân không (17), áp suất bên trong bình chứa được kiểm soát bởi đồng hồ chỉ thị áp suất (19) Sau khi hỗn hợp khí được trộn theo đúng tỷ lệ, các khí được nạp vào buồng cháy (27) (buồng cháy đã được hút chân không) qua van nạp (25) Lúc này quạt khuấy (24) chuyển động nhờ mô tơ (23) và bộ biến thế (22) Sau thời gian khuấy khoảng 5 giây, hỗn hợp hòa khí được đốt cháy bởi bugi

22 Nguyễn Văn Đông, Nguyễn Ngọc Dũng (29) Tín hiệu đánh lửa được điều khiển từ bôbin (37), IC

điều khiển đánh lửa (35) và bộ điều khiển tín hiệu (34) Sau

quá trình cháy hỗn hợp hòa trộn, nhiệt độ và áp suất trong

buồng cháy giảm xuống đạt ngưỡng tự cháy của nhiên liệu,

kim phun (26) phun nhiên liệu vào buồng cháy với áp suất

phun lớn được tạo ra bởi hệ thống bơm cao áp (1,10,11,18),

kim phun được điều khiển bởi tín hiệu từ bộ điều khiển kim

phun (36) Cảm biến áp suất (28) dùng để đo áp suất bên

trong buồng cháy, tín hiệu từ áp suất được khuếch đại bởi

bộ khuếch đại (32), rồi qua bộ chuyển đổi kỹ thuật số (33)

đến bộ xử lý tín hiệu (34) và đến máy vi tính (31) Máy

quay (21) được dùng để quan sát và ghi hình lại các diễn

biến xảy ra bên trong buồng cháy Sau khi quá trình cháy

nhiên liệu đã xong, khí thải trong buồng cháy được thải ra

ngoài thông qua van xả (30) rồi qua van ba chặng (T2)

3.1 Cụm buồng cháy

Buồng cháy được thiết kế có dạng hình trụ tròn, đường

kính trong 80 mm, đường kính ngoài 140 mm và khoảng

giữa 2 cửa buồng cháy có bề rộng 30 mm Tổng thể tích

bằng thép 304 Nếu dùng cho việc quan sát và ghi hình quá

trình cháy bên trong buồng cháy thì cửa làm bằng thạch anh

trong suốt Cửa buồng cháy chịu áp suất cao và đươc làm kín

bởi vành roong bằng đồng có phủ bên ngoài một lớp teflon

Hai bên cửa có hai nắp chặn được bắt chặt vào buồng cháy

bởi các ốc ví,t mục đích là để giữ cửa buồng cháy cố định và

giúp cho việc tháo lắp, vệ sinh một cách dễ dàng Để giữ

buồng cháy đứng vững trong quá trình thực nghiệm, buồng

cháy được đặt lên trên một chân đế được thiết kế riêng

Buồng cháy làm việc trong môi trường nhiệt độ và áp suất

cao nên vật liệu dùng để chế tạo là thép không rỉ 304 Mặt

cắt ngang của buồng cháy được thể hiện ở Hình 4 Trên hình

thể hiện các chi tiết được bắt chặt lên buồng cháy là van nạp,

van xả, quạt khuấy, kim phun, cảm biến áp suất và bugi

Hình 4 Mô hình buồng cháy

3.2 Hệ thống tạo hỗn hợp

Hệ thống tạo hỗn hợp khí (pre_mix) là hệ thống dùng

để tạo ra một hỗn hợp các chất khí với thành phần số mol

các chất khí được tính toán và ấn định trước, để sau quá

trình cháy hỗn hợp các chất khí này cho ra điều kiện mô

phỏng mong muốn (21%, 15%, 10% O2) Các khí C2H4, H2,

O2, N2 từ các bình chứa được đưa đến một bình hòa trộn có

đường kính trong là 20cm, chiều dài của bình là 30cm, tổng

thể tích xấp sỉ khoảng 9420 cm3 Bình hòa trộn này có áp

suất chứa khoảng 4 Mpa đáp ứng đủ lượng khí cho các lần

thử nghiệm Các khí sau khi hòa trộn được đưa vào buồng cháy thông qua van nạp và được đốt cháy theo phương trình phản ứng sau:

2,15C2H4 + 5,33H2 + 29,90O2 + 62,41N2  21,00O2 +

Phản ứng xảy ra bình thường và cho ra 100 mol sản phẩm với giả định là quá trình cháy hoàn toàn và sản phẩm cháy bình thường Bảng 2 là thành phần các chất theo áp suất riêng được tính theo phần mol Thành phần các chất trong Bảng 2 được xác định bằng thực nghiệm và tính toán, tuy nhiên trong thực nghiệm có một chút khác biệt so với tính toán, khác biệt này được xem là không đáng kể trong quá trình đánh lửa [14]

Bảng 2 Thành phần tỉ lệ các chất

Áp suất riêng phần

Phần trăm mol phản ứng

Áp suất riêng phần

Phần trăm mol phản ứng

Áp suất riêng phần

Phần trăm mol phản ứng

Hệ thống khuấy hỗn hợp khí gồm bộ biến thế, cụm mô

tơ và quạt khuấy Chức năng của hệ thống khuấy là: Đảm bảo trạng thái cân bằng nhanh chóng giữa nhiệt độ hỗn hợp khí hòa trộn và nhiệt độ thành buồng cháy trong quá trình nạp đầy hỗn hợp khí vào buồng cháy Tăng tốc độ lan truyền màng lửa trong quá trình cháy hỗn hợp khí hòa trộn để tạo môi trường thử nghiệm mong muốn Giữ nhiệt độ trong buồng cháy một cách đồng đều sau khi đốt cháy hỗn hợp khí hòa trộn đến thời điểm phun nhiên liệu (diesel) Đây là mục tiêu quan trọng nhất giúp điều kiện mô phỏng quá trình cháy trong động cơ một cách chính xác nhất Quạt khuấy quay có thể quay các tốc độ khác nhau như 6000, 8000, 1000 RPM, theo một hướng kéo khí từ trung tâm buồng cháy và đẩy ra sau dọc theo vách tường buồng cháy, với cách chuyển động dòng khí này đáp ứng được tất cả các điều kiện thử nghiệm Nếu không có quạt khuấy, để đốt cháy hỗn hợp khí hòa trộn phải mất vài trăm mili giây và sau khi cháy nhiệt độ trong buồng cháy không đồng đều, đó là kết quả của sự cháy phân

tầng theo chiều dọc của buồng cháy [15]

3.4 Hệ thống đánh lửa

Hệ thống đánh lửa bao gồm các bộ phận là bugi, cuộn tăng điện áp (bô bin), bộ điều khiển đánh lửa (IC), bộ điều khiển trung tâm (ECU) và nguồn điện (bình ắc-quy) Hệ thống đánh lửa có nhiệm vụ là tạo ra tia lửa điện để đốt cháy hỗn hợp hòa khí Trên cơ sở này, việc lựa chọn các thiết bị trên hệ thống đánh lửa phải đảm bảo khả năng đáp ứng các tính năng kỹ thuật cũng như các yêu cầu về kinh tế như: tia lửa điện phải đủ mạnh, thời gian ngắt điện dòng sơ cấp phải chính xác Dựa trên các yêu cầu của hệ thống đánh

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 23

lửa, trong nghiên cứu này tác giả lựa chọn hệ thống đánh

lửa trên xe gắn máy điển hình là ware 110 do Honda sản

xuất năm 2006

3.5 Hệ thống phun nhiên liệu

Hệ thống cung cấp nhiên liệu có nhiệm vụ phun nhiên

liệu vào buồng cháy Tùy theo kiểu loại nhiên liệu, ta có hệ

thống nhiên liệu khác nhau Nếu cần mô phỏng động cơ khi

sử dụng hệ thống phun nhiên liệu trực tiếp, ta có thể thay

kim phun khí vào buồng đốt Hệ thống phun dầu điện tử

commoil rail cải tiến được sử dụng để phun nhiên liệu vào

động cơ Hệ thống common rail được cải tiến để có thể thay

đổi được lượng phun, áp suất phun Ngoài ra, kim phun

cũng được hiệu chỉnh để sử dụng (loại kim phun một lỗ tia

với các đường kính lỗ tia khác nhau)

Hệ thống cung cấp nhiên liệu bao gồm: thùng chứa

nhiên liệu, bộ lọc nhiên liệu, bơm cao áp, ống tích áp và

kim phun Hệ thống commoil rail này được điều khiển bởi

bộ điều khiển trung tâm ECU Trong thiết kế này, hệ thống

bơm cao áp commanrail thông thường dẫn động bằng bơm

cao áp và motor được thay thế bởi bơm tay thủy lực mang

kí hiệu P-1B của hãng RIKEN sản xuất nhằm làm giảm đi

tính cồng kềnh, phức tạp và sự dẫn động của hệ thống Kim

phun được dùng trong nghiên cứu này là loại kim phun

được Bosch sản xuất có số hiệu là

U40408/1/15919-CR/CB3S3/R70/20-789S dùng trên hệ thống commonrail

của động cơ xe ISUZU D-Max 2009 Kim phun được thiết

kế lại một lỗ tia với đường kính lỗ khác nhau

(dθ= 0,14÷0,25 mm)

3.6 Hệ thống đo và xử lý số liệu

Mọi hoạt động điều khiển đánh lửa cũng như thời điểm

phun nhiên liệu trên buồng cháy đẳng tích được điều khiển

bởi bộ xử lý trung tâm (ECU) Cơ sở dữ liệu cho bộ xử lý

ECU được lấy từ tín hiệu cảm biến áp suất trên buồng cháy

ECU phân tích và xuất tín hiệu điều khiển đến thời điểm

đánh lửa và thời điểm phun nhiên liệu

Hệ thống đo áp suất được sử dụng trong thiết kế này là

một bộ phận quan trọng trong hệ thống hoạt động của

buồng cháy đẳng tích Hệ thống đo gồm cảm biến áp suất,

bộ khuếch đại, bộ chuyển đổi kỹ thuật số và bộ xử lý trung

tâm Cảm biến được sử dụng trong thiết kế này là loại cảm

biến mang số hiệu 6052B1 của hãng Kistler sản xuất, cảm

biến được chế tạo dựa trên công nghệ áp điện trên vật liệu

thạch anh, với dải đo rộng từ 0 đến 25 MPa, độ nhạy 20

pC/bar Tín hiệu đầu ra của cảm biến áp suất là điện áp

Nhiệm vụ của bộ khuếch đại là nhân tín hiệu điện áp này

lên hàng chục, hàng trăm lần, làm cơ sở điều khiển cho bộ

xử lí trung tâm Căn cứ vào các yêu cầu của hệ thống,

chúng tôi quyết định chọn bộ khuếch đại Kistler Type

5011B cho hệ thống đo áp suất

Bộ chuyển đổi AD được dùng trong hệ thống này nhằm

mục đích thu nhận tín hiệu tương tự từ cảm biến áp suất

chuyển thành tín hiệu số Tín hiệu này được bộ xử lý trung

tâm làm cơ sở điều khiển các hệ thống khác như hệ thống

đánh lửa, hệ thống phun nhiên liệu… đồng thời tín hiệu sau

khi được chuyển đổi có thể giao tiếp và hiển thị trên máy

tính để thực hiện các mục đích nghiên cứu học thuật Thiết

bị đo Fluke mã số 190-104 được chọn làm thiết bị chuyển

đổi AD trong thiết kế này với các ưu điểm như tốc độ thu

thập mẫu là 1,25GS/s, thời gian thu thập mẫu có thể đạt 8ns/1 đơn vị mẫu, có thể lưu trữ 10 mẫu trên mỗi kênh và cho hiển thị trên màn hình với độ phân giải cao

4 Kết luận

Nghiên cứu này tập trung tìm hiểu và mô tả nguyên lý hoạt động của buồng cháy đẳng tích Từ đó tìm ra được phương án thiết kế buồng cháy đẳng tích tối ưu nhất phù hợp với mục đích nghiên cứu Buồng cháy được thiết kế chịu được áp suất là 10MPa, đường kính lỗ phun từ dθ = 0,14÷0,25 mm, áp suất phun có thể lên đến 220MPa Có thể ghi hình các diễn biến bên trong buồng cháy nhờ cửa buồng cháy trong suốt bằng thạch anh Đi kèm với buồng cháy là các hệ thống phụ trợ như hệ thống cung cấp hỗn hợp khí sơ cấp, hệ thống quạt khuấy, hệ thống đánh lửa, hệ thống đo áp suất và hệ thống cung cấp nhiên liệu Với phương án thiết kế như trên buồng cháy, hoàn toàn có thể thực hiện được các nhiệm vụ như sau:

Quá trình cháy trong động cơ diesel có thể được mô phỏng hoàn toàn bằng buồng cháy đẳng tích

Việc sử dụng buồng cháy trong nghiên cứu sẽ giúp giảm thời gian và chi phí trong việc nghiên cứu, phát triển động cơ diesel

Bằng việc thay đổi điều kiện môi trường buồng cháy, ta

có thể tiến hành các nghiên cứu về kiểu loại cháy mới trong động cơ diesel như động cơ diesel cháy tại nhiệt độ thấp, động cơ cháy hỗn hợp đồng nhất, động cơ cháy bằng cách điều khiển tốc độ phản ứng

Buồng cháy đẳng tích có thể mô phỏng nghiên cứu sự thay đổi thành phần EGR, áp suất và nhiệt độ buồng cháy (tải và tốc độ), điều kiện phun nhiên liệu trong động cơ diesel

Buồng cháy đẳng tích giúp quá trình nghiên cứu phát triển, ứng dụng các loại nhiên liệu mới, nhiên liệu thay thế trong động cơ diesel một cách nhanh và hiệu quả

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] S Shafiee, E Topal, When will fossil fuel reserves be diminished, Energy Policy 37 (2009), 181-189

[2] International Energy Outlook 2010: http://www.eia.doe.gov/oiaf/ieo/

[3] EIA, Energy Information Administration – Official Energy Statistict from the U.S Government, (2009)

[4] M Han, K Cho, C S Sluder, and R Wagner, “Soybean and Coconut Biodiesel Fuel Effects on Combustion Characteristics in a Light-Duty Diesel Engine,” SAE Paper No 2008-01-2501, 2008

[5] H N Bhatti, M A Hanif, M Qasim, and Ata-ur-Rehman,

“Biodiesel production from waste tallow,” Fuel, vol 87, no 13–14,

pp 2961–2966, Oct 2008

[6] S A Basha, K R Gopal, and S Jebaraj, “A review on biodiesel production, combustion, emissions and performance,” Renewable and Sustainable Energy Reviews, vol 13, no 6–7, pp 1628–1634

[7] K R Iman, H L Ichsan, M S A Wishnu, P B Tirto, H S Tatang,

W Arismunandar, N D Nguyen, and H Ogawa, “Performance and Exhaust Gas Emissions of Using Biodiesel Fuel from Physic Nut (Jatropha Curcas L.) Oil on a Direct Injection Diesel Engine (DI),”

SAE Paper No 2007-01-2025, Jul 2007

[8] Y Yoshimoto, “Performance and Emissions of a Diesel Engine Fueled by Biodiesel Derived from Different Vegetable Oils and the Characteristics of Combustion of Single Droplets,” SAE International Journal of Fuels and Lubricants, vol 2, no 1, pp 827 –838, Oct 2009

24 Nguyễn Văn Đông, Nguyễn Ngọc Dũng [9] K W Scholl and S C Sorenson, “Combustion of Soybean Oil

Methyl Ester in a Direct Injection Diesel Engine,” SAE Paper No

930934, 1993

[10] K Nakamura, M Shioji, M Ikegami, Y Hanada, and M

Matsushita, “Influence of the Biodiesel ‘Tempura Oil’ in Diesel

Vehicles,” The 2nd Joint International Conference on “Sustainable

Energy and Environment (SEE 2006)”, Thailand, Nov 2006

[11] N D Nguyen, I Hiroaki, and M Shioji, “Ignition and Combustion

Characteristics of FAME from Edible Oil,” presented at the The 5th

International Conference on “Combustion, Incineration/Pyrolysis

and Emission Control (i-CIPEC 2008), Chiangmai, Thailand, 2008

[12] Naber J.D., Siebers D.L (1996) "Effects of gas density and

vaporization on penetration and dispersion of diesel sprays." SAE Paper 960034

[13] D Zhen, T Wang, F Gu, B Tesfa, and A Ball, “Acoustic measurements for the combustion diagnosis of diesel engines fuelled with biodiesels,” Meas Sci Technol., vol 24, no 5, p 055005, May

2013

[14] C F Edwards and D L Siebers, D H Hoskin, “A Study of the Autoignition Process of a Diesel Spray via High Speed Visualization”, SAE Page No 920108 (1992)

[15] Dennis L Siebers, “ Ignition Delay Characteristist of Alternative Diesel Fuels: implications on Cetane Number”, SAE Page No 852102,(1985)

(BBT nhận bài: 25/05/2015, phản biện xong: 29/05/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 25

NGHIÊN CỨU TÍNH OXI HÓA KHỬ CỦA MÀNG POLYPYROLE PHA TẠP

THE STUDY OF REDOX OF POLYPYRROLE DOPPED WITH TiF62- USING ELECTROCHEMICAL QUARTZ CRYSTAL MICROBALANCE

Lê Minh Đức 1 , Nguyễn Thị Hường 2

Tóm tắt - Polypyrrole (PPy) được pha tạp bởi anion TiF62- bằng

phương pháp điện hóa trên điện cực Au-thạch anh Tính oxi hóa

khử của màng polypyrrole được khảo sát bằng quét thế vòng tuần

hoàn trong dung dịch chứa cation lớn và cation nhỏ Trong quá

trình oxi hóa khử, sự thay đổi khối lượng của màng được ghi lại

bằng thiết bị cân vi lượng thạch anh điện hóa Kết quả cho thấy

anion TiF 62- có thể di chuyển vào-ra màng trong quá trình quét thế

tuần hoàn Tính chất oxi hóa khử màng phụ thuộc vào cation trong

dung dịch điện ly Trong dung dịch chứa cation lớn như tetra butyl

am onium (C 4 H 9 ) 4 N + , anion TiF 62- di chuyển vào ra màng là ưu tiên

hơn, đỉnh oxi hóa, khử đều dịch chuyển về phía âm hơn Cation

Na+ sẽ tham gia di chuyển vào-ra màng là chủ yếu, làm thay đổi

khối lượng màng

Abstract - Polypyrrole (PPy) has been dopped with anion TiF6

2-electrochem ically on Au/quartz electrode Redox property of polypyrrole film is studied with cyclicvoltammetry in small and large cation solutions During redox process, the change of mass of polypyrrole film can be observed with electrochemical Quartz Crystal microbalance The results shows that anion TiF 62- can be released in/from the polym er film during cyclicvoltam metry This behavior depends on the type of cation in solution Large cation such as tetra-butylam onium (C 4 H 9 ) 4 N +

cannot be dopped in polymer, so anion TiF 62- is predominant for being released in/from the polymer film In solution with small cation Na + , the PPy redox potential is more negative The peak of oxidation is shifted to negative direction Cation Na + is released in/from polym er film dominantly, changing the mass of polym er

Từ khóa - polypyrrole; cân vi lượng thạch anh điện hóa; anion

TiF 62-; oxi hóa khử; khối lượng màng

Key words - polyrrole; electrochem ical quartz; TiF62- anion; oxidation reduction; film m ass

1 Đặt vấn đề

Polypyrrole (PPy) là một trong các polymer dẫn điện

được nghiên cứu nhiều do những tính chất đặc biệt của nó

như bền môi trường, dễ tổng hợp, độ dẫn điện cao… Khả

năng ứng dụng trong các lĩnh vực như cảm biến, nguồn

điện, chống ăn mòn… [1]

Một trong nhiều ứng dụng của polypyrrole là khả năng

tạo lớp phủ thông minh chống ăn mòn kim loại Lớp phủ

thông minh có thể tự lấp kín vết ăn mòn Vai trò của anion

pha tạp trong polymer đóng vai trò quyết định khả năng

này của polymer Trong quá trình bảo vệ, khi bị khử, anion

sẽ di chuyển đến các vị trí bị ăn mòn và tạo nên hợp chất

kết tủa bền, có thể bịt kín các vị trí bị ăn mòn Do đó tính

oxi hóa khử của màng PPy cần nghiên cứu để thấy rõ các

vai trò của anion trong đó Anion có khả năng pha tạp vào

polymer đã được nghiên cứu nhiều như MoO42-, C2O42-…

anion TiF62- đã được nghiên cứu và chứng tỏ khả năng pha

tạp vào polymer, thể hiện khả năng chống ăn mòn [2, 3]

PPy trong quá trình oxi hóa khử có thể được biểu diễn

theo phương trình sau:

) ( ) (

)

aq A x

m A x m n PPy me A

x

n

Với A là anion pha tạp vảo polymer có điện tích là x-;

hóa polymer; Ax-.aq anion có điện tích x- bị hydrat hóa

Khi màng bị khử (phản ứng theo chiều từ trái sang

phải), anion pha tạp trong polymer sẽ di chuyển ra ngoài

và bị hydrat hóa (Ax-aq) Khi PPy bị oxi hóa (phản ứng từ

phải sang trái), anion được pha tạp vào polymer, khối

lượng màng sẽ tăng lên Như vậy các anion đã bị hydrat

hóa này sẽ tham gia di chuyển vào-ra trong quá trình oxi

hóa-khử Do đó, khối lượng của màng PPy sẽ thay đổi giảm tương ứng Nếu quan sát được sự thay đổi khối lượng rất nhỏ này của màng có thể tính toán được khối lượng mol của anion pha tạp, bao nhiêu phân tử dung môi tham gia vào quá trình oxi hóa khử màng Với giả thiết toàn bộ điện lượng Q chuyển qua mạch chỉ để oxi hóa-khử polymer làm cho khối lượng của polymer tăng-giảm một lượng là

tăng-m, khối lượng mol của anion hay cation pha tạp được tính theo định luật Faraday như sau:

Với W là khối lượng mol của anion hay anion pha tạp (g/mol); Z là điện tích anion, F là hằng số Faraday (C/mol);

m (g/cm2), Q (C/cm2) là sự thay đổi khối lượng, điện lượng chuyển qua mạch

Như vậy nếu xây dựng được quan hệ tuyến tính của

m-Q thì có thể tính được khối lượng mol của anion hay cation liên quan trong quá trình oxi hóa-khử polymer [1, 2] Cân vi lượng thạch anh điện hóa (Electrochemical Quartz Crystal Microbalance-EQCM) là một phương pháp

đo có thể phát hiện ra sự thay đổi khối lượng của màng từ

100 g đến 1 nano gam trên một cm2 điện cực Nguyên tắc của phương pháp là dựa vào hiệu ứng áp điện (piezoelectric effect) của tinh thể thạch anh

Bài báo này trình bày một số kết quả nghiên cứu sự thay đổi khối lượng của màng PPy pha tạp bằng anion TiF62- trong quá trình oxi hóa khử điện hóa bằng phương pháp EQCM, cũng như ảnh hưởng của loại cation trong dung dịch đến quá trình oxi hóa khử của màng PPy Khối lượng phân tử của chất pha tạp có thể tính toán theo định luật Faraday

26 Lê Minh Đức, Nguyễn Thị Hường

2 Thực nghiệm

2.1 Cân vi lượng thạch anh điện hóa (EQCM)

Điện cực tinh thể thạch anh là bộ phận quan trọng nhất

của thiết bị Một tính chất đặc biệt của điện cực thạch anh là

tính áp điện (piezoelectric) Tính chất này thể hiện khi một

dao động cơ học tác động lên bề mặt tinh thể, sẽ sinh ra điện

thế qua lớp tinh thể, điện thế này tỷ lệ thuận với cường độ

dao động Ngược lại, nếu áp một điện thế lên hai mặt của

điện cực thạch anh sẽ tạo nên sự thay đổi thể tích rất nhỏ của

tinh thể do dao động cơ học của mạng tinh thể Tính áp điện

ngược này là cơ sở của kỹ thuật đo EQCM [4]

Hình 1 Cấu tạo tấm điện cực tinh thể thạch anh,

hai mặt được phủ lớp Au mỏng

Điện cực thạch anh sử dụng trong EQCM là loại

AT-cut (tinh thể được cắt theo định hướng tinh thể trục X) do

có hệ số dãn nở nhiệt thấp, tần số dao động cộng hưởng

thay đổi ít nhất theo nhiệt độ Hai mặt của tinh thể được

phủ một lớp Au kim loại khoảng 100 nm (Hình 1) Khi áp

một điện trưởng lên hai bên, tinh thể sẽ tái sắp xếp các

lưỡng cực, tạo ra các dao động trượt (Hình 2)

(a) (b)

Hình 2 Lưỡng cực của tinh thể thạch anh bình thường (a)

và khi áp một điện trường (b)

Dao động này sẽ tạo ra các sóng âm, truyền qua chiều

dày của tinh thể thạch anh Tần số cộng hưởng có liên hệ

với chiều dày của tấm thạch anh biểu diễn bằng biểu thức:

2 2

f

v t

Trong đó q là vận tốc của sóng âm trong tinh thể thạch

anh, f0 là tần số cộng hưởng, tq là chiều dày của tinh thể; 

là bước sóng của sóng âm trong tinh thể thạch anh [2, 4]

Khi trên bề mặt tinh thể có lớp vật liệu khác phủ lên

như polymer, sóng âm sẽ đi xuyên qua lớp phủ này Giả

thiết rằng sóng âm truyền qua lớp tiếp xúc giữa hai pha một

cách liên tục, nên sóng âm xuyên qua lớp phủ này cũng như

xuyên qua lớp thạch anh Do vậy, khi có lớp phủ trên điện

cực thạch anh với độ dày tf thì có thể xem như lớp tinh thể

thạch anh được dày thêm độ dày tf Sự thay đổi chiều dày

điện cực hoặc khối lượng sẽ làm thay đổi tần số (Hình 3)

Hình 3 Sự lan truyền sống âm trong tinh thể thạch anh khi (a)

không có lớp màng polymer và (b) có lớp màng polymer trên

điện cực với chiều dày t f

Sauerbrey đã phát hiện mối liên hệ giữa khối lượng và

tần số qua phương trình Sauerbrey:

f q

q là khối lượng riêng của tinh thể thạch anh (2,648 g/cm3);

q là modun trượt của tinh thể thạch anh và Cf là hệ số độ nhạy của tinh thể Cf phụ thuộc vào độ dày và do đó phụ thuộc vào tần số dao động cơ bản của tinh thể thạch anh;

m là sự thay đổi khối lượng trên một đơn vị diện tích điện

Khảo sát sự thay đổi khối lượng màng trong quá trình oxi hóa khử điện hóa được thực hiện trong dung dịch 0,1M

loại bỏ ảnh hưởng của pha tạp cation, (C4H9)4N+ là cation lớn, cồng kềnh thường khó pha tạp vào polymer khi màng PPy bị khử điện hóa Để thấy được sự ảnh hưởng của cation kích thước nhỏ, dung dịch NaCl 0,1M được sử dụng làm dung dịch điện ly khảo sát quét thế tuần hoàn

Thí nghiệm EQCM được thực hiện tại Phòng thí nghiệm Hóa lý – Điện hóa Trường Đại học Kỹ thuật Dresden, CHLB Đức Hệ điện hóa 3 điện cực sử dụng (điện cực làm việc là Au/tinh thể thạch anh; điện cực đối là lưới Pt; điện cực so sánh là điện cực calomen) Độ dẫn nạp điện (electrical admittance) của tinh thể thạch anh được đo bởi máy phân tích hệ thống (network analyser) loại R3753BH, Advantest, Tokyo, gần với tần số cộng hưởng và được phân tích bởi thuật toán Lorentzian Sau khi phân tích, ta sẽ thu được sự sai khác tần số cộng hưởng, là số liệu cơ bản để tính các thông số khác như sự sai khác khối lượng m, tính đàn nhớt

và độ xốp của màng dw, điện lượng chuyển qua mạch Q Tấm tinh thể thạch anh loại mài nhẵn, 10MHz AT- cut (Cung cấp bởi Công ty KVG Neckarbisch – CHLB Đức), đường kính 2cm Điện cực thạch anh được phủ lớp Cr để tăng độ bám dính, lớp Au khoảng 100nm được kết tủa ở hai bên điện cực thạch anh bằng phương pháp bốc bay [4,5] Potentiostat loại EG&G 263A (Hoa Kỳ) được ghép nối với máy tính để điều khiển phân cực dòng hoặc thế cho hệ nghiên cứu Điện thế điện cực đều được so sánh với điện cực calomen SCE

3 Kết quả và thảo luận

3.1 Sự thay đổi khối lượng của màng PPy(TiF 6 2- ) khi oxi hóa khử dung dịch TBABr

Màng PPy được tổng hợp trong dung dịch chứa H2TiF6

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 27

điện cưc Au/tinh thể thạch anh Quan hệ độ tăng khối lượng

– điện lượng được trình bày trên Hình 4

Hình 4 Sự tăng khối lượng màng Ppy

theo điện lượng chuyển qua màng

Có thể nhận thấy độ tăng khối lượng màng tỷ lệ thuận

với điện lượng chuyển qua mạch, điện lượng này chỉ dùng

để oxi hóa pyrrole thành polymer Trên Hình 5, thể hiện độ

biến thiên tần số dW do trương nở thể tích màng Giá trị

này là rất nhỏ (150 Hz), chứng tỏ màng PPy thu được là

khá đồng nhất, bám chắc và sít chặt trên điện cực Au-/thạch

anh [2, 3]

Hình 5 Sự biến thiên tần số do trương nở thể tích màng

theo điện thế phân cực

Sau khi tạo màng xong, dung dịch điện ly được thay

bằng dung dịch TBABr 0,1M để quét thế tuần hoàn và quan

sát sự thay đổi khối lượng Đường cong quét thế tuần hoàn

và sự thay đổi khối lượng màng được thể hiện ở Hình 6

Hình 6 Độ thay đổi khối lượng màng trong quá trình quét thế

tuần hoàn trong dung dịch TBABr 0,1M, tốc độ quét thế 20mV/s

Tổng hợp xong, màng đã được pha tạp bởi anion TiF62-

Khi thế được quét từ dương sang âm (phân cực cathode),

do bị khử nên anion TiF62- di chuyển ra bên ngoài, khối

lượng màng giảm nhanh chóng tương ứng với đỉnh khử của

màng Do cation trong dung dịch lớn, nên chúng không thể

pha tạp vào PPy, anion TiF62- di chuyển ra khỏi màng được

ưu tiên hơn

Khi phân cực ngược trở lại (về phía dương), khối lượng màng lại tăng và quay trở lại khối lượng ban đầu Trong trường hợp, nếu có anion khác tham gia pha tạp vào màng, thì khối lượng của màng không quay trở về giá trị ban đầu

Ở đây, anion TiF62- trong dung dịch lại được pha tạp vào màng, khi màng phân cực dương

anion pha tạp tính được bằng 89,5 g/mol Khối lượng mol của TiF62- bằng 161,72 g/mol Sự chênh lệch này có thể là

trong quá trình oxi hóa - khử Hai đoạn thẳng thay đổi khối lượng màng theo điện lượng của hai quá trình oxi hóa-khử gần như song song, chứng tỏ anion tham gia vào quá trình này là cùng loại [2, 5]

Hình 7 Đường cong điện lượng – khối lượng thay đổi

trong quá trình oxi hóa khử (quét thế tuần hoàn)

Quy luật tương tự cũng được quan sát khi màng polypyrrole được pha tạp bởi các anion khác như 3 nitro-

thể hiện trên Hình 8 và 9

Hình 8 Sự thay đổi khối lượng màng PPy được pha tạp bởi

anion 3-nitro salysilic, quét thế tuần hoàn trong dung dịch

TBABr 0,1M, tốc độ quét 20mV/s

Hình 9 Sự thay đổi khối lượng màng PPy được pha tạp bởi

anion ClO 4 - , quét thế tuần hoàn trong dung dịch 0,1M TBABr,

-0.0000025 -0.0000020 -0.0000015 -0.0000010 -0.0000005 0.0000000 0.0000005

§iÖn thÕ (V so víi calomen)

§iÖn thÕ V (so víi SCE)

28 Lê Minh Đức, Nguyễn Thị Hường Tóm lại, trong dung dịch có cation lớn, dòng anion

TiF62- di chuyển vào ra màng chiếm ưu thế trong quá trình

oxi hóa khử [3, 5]

3.2 Tính chất oxi hóa khử của màng PPy(TiF 6 2- ) trong

dung dịch cation bé NaCl

Màng PPy (TiF62-) được tổng hợp trong điều kiện như

mô tả ở phần 2.1 Sau khi tổng hợp, màng được rửa sạch,

sấy khô trong dòng khí N2 và quét thế tuần hoàn trong dung

dịch NaCl 0,1M Sự thay đổi khối lượng màng được ghi

lại, thể hiện trên Hình 10

Hình 10 Đường cong quét thế tuần hoàn và sự thay đổi

khối lượng màng PPy (TiF 6 2- ) trong dung dịch NaCl 0,1M,

tốc độ quét thế 20 mV/s

Trong dung dịch NaCl, sự thay đổi khối lượng có sự

khác biệt lớn so với trong dung dịch TBABr Cả hai đỉnh

oxi hóa và khử có xu hướng dịch chuyển về phía âm hơn

(-0,4V với đỉnh khử và -0,3V với đỉnh oxi hóa) Màng trở

nên khó khăn hơn khi khử và oxi hóa

Khi phân cực cathode, khối lượng màng giảm nhanh,

chứng tỏ anion trong màng đã được di chuyển ra khỏi

màng, tuy nhiên phải ở điện thế khá âm Khi phân cực

anode trở lại, khối lượng màng tăng, nhưng không thể quay

lại giá trị ban đầu Điều này có thể giải thích: khi bị oxi hóa

trở lại, anion linh động Cl- (đã bị hydrat hóa) trong dung

dịch đóng vai trò anion pha tạp và di chuyển vào màng, kéo

theo một lượng dung môi nhất định Điều này có thể làm

cho sự thay đổi thể tích của màng dW là rất lớn (đến

1000 Hz), thể hiện trên Hình 11

Do sự thay đổi thể tích màng rất lớn, nên việc tính toán

khối lượng mol chất pha tạp vào màng là không chính xác

Anion Cl- và Na+ tham gia di chuyển vào-ra màng trong các

tham gia di chuyển vào-ra màng Đây là nguyên nhân khiến tính chất cơ học của màng polymer thay đổi khá lớn, đặc biệt khi màng ở vùng điện thế khử [3, 5]

Hình 11 Đường cong khối lượng – điện lượng

trong quá trình oxi hóa khử

4 Kết luận

Bằng phương pháp điện hóa, anion TiF62- đã được pha tạp vào màng polypyrole ở mật độ dòng 1mA/cm2 trên điện cực Au/thạch anh Màng đã thể hiện tính chất oxi hóa khử trong cả hai dung dịch chứa cation lớn và nhỏ Tuy nhiên,

sự thay đổi khối lượng màng trong hai dung dịch có sự khác biệt lớn Các ion Na+, Cl- tham gia di chuyển vào-ra màng polypyrrole trong quá trính oxi hóa khử đã làm thay đổi khá lớn thể tích màng Tính chất oxi hóa khử của màng cũng có sự thay đổi

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Focus article, chem commun., 2003, Twenty-five years of conducting polymers

[2] Maria Grzeszczuk, Marcin Chmielewski, Influence of electrodeposition potential on composition and ion exchange of polypyrrole films in aqueous hexafluoroaluminate featured by

EQCM molar mass to charge factors, Journal of Electroanalytical

Chemistry 681 (2012) 24–35

[3] V Syritski, A Opik, O Forsen, Ion transport investigations of polypyrroles doped with different anions by EQCM and CER

techniques, Electrochimica Acta 48 (2003) 1409- 1417

[4] Daniel A Buttry, Application of the quartz crystal microbalance to electrochemistry, 1991 Marcel Dekker, Inc

[5] W Plieth, A.Bund, U Rammelt, S Neudeck, LeMinh Duc, The role

of ion and solvent transport during the redox process of conducting polymers, Electrochimica Acta 51 (2006) 2366–2372

(BBT nhận bài: 06/02/2015, phản biện xong: 19/03/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 29

NGHIÊN CỨU MÔ PHỎNG PHÁT TRIỂN ĐỘNG CƠ RCCI TRÊN ĐỘNG CƠ

DIESEL PHUN NHIÊN LIỆU TRỰC TIẾP

SIMUATION STUDY TO DEVELOP REACTIVITY CONTROL COMPRESSION-IGNITION

ENGINE (RCCI) FROM DIRECT-INJECTION DIESEL ENGINE

Nguyễn Ngọc Dũng 1 , Nguyễn Văn Đông 2

Tóm tắt - Nghiên cứu phát triển động cơ sử dụng công nghệ RCCI

(Reacitvity Controlled Compression Ignition) hiện đang là một trong

những hướng nghiên cứu chính giúp giảm thành phần ô nhiễm động

cơ diesel Mục tiêu chính là nghiên cứu mô phỏng phát triển động cơ

sử dụng công nghệ RCCI dựa trên nền động cơ diesel nghiên cứu

AVL 5402 và phần mềm mô phỏng AVL Boost Mô hình AVL MCC

và mô hình truyền nhiệt là Woschni trong phần mềm AVL Boost

được sử dụng để mô phỏng động cơ Kết quả mô phỏng cho thấy

động cơ sử dụng công nghệ RCCI cho quá trình cháy tốt hơn so với

động cơ diesel truyền thống, giúp nâng cao công suất, giảm thành

phần phát thải NOx và soot Kết quả nghiên cứu đóng góp một phần

cho sự nghiên cứu phát triển hoàn thiện động cơ RCCI

Abstract - Studying reactivity controlled com pression ignition

(RCCI) engine is one of the most important ways introduced to diesel engine to reduce exhaust gas em ission The m ain objective

of this research is to study RCCI engine based on simulation AVL MCC m odel and W oschni model in AVL Boost software are used

to sim ulate engine com bustion and perform ance of characteristics The result showed that RCCI engine illustrated better com bustion process than conventional diesel engine, which increased engine perform ance and decreased NOx and soot em issions The study has m ade contributions to the research and development of RCCI engine

Từ khóa - mô phỏng động cơ; động cơ RCCI; động cơ diesel phun

nhiên liệu trực tiếp; khí thải; mô hình AVL MCC

Key words - engine simulation; RCCI engine; direct-injection

diesel engine; emission; AVL MCC m odel

1 Giới thiệu

Với lịch sử phát triển hơn một thế kỷ, động cơ đốt trong

(ĐCĐT) ngày nay vẫn đóng một vai trò quan trọng trong xã

hội, đó là nguồn động lực chính cho giao thông vận tải,

thương mại và sản xuất năng lượng ĐCĐT cung cấp nguồn

động lực cho các vật dụng phục vụ cho cuộc sống hằng ngày

của con người (máy bơm, máy cắt cỏ, máy phát điện ), máy

kéo, phương tiện giao thông hàng không & đường biển, xe

gắn máy và hơn 750 triệu xe ô tô con trên thế giới [1]

Trong năm 2012, 60 triệu ô tô con được sản xuất, tăng

50% so với thập kỉ trước Một phần của sự gia tăng đó là

do Trung Quốc trở thành thị trường tiêu thụ ô tô lớn nhất

thế giới năm 2011, sản xuất một phần tư số lượng xe ô tô

của thế giới Một phần ba số lượng ô tô sản xuất ra là ở các

nước liên minh Châu Âu, một nửa trong số đó được trang

bị động cơ diesel do hiệu suất sử dụng nhiên liệu của động

cơ diesel cao

Vì vậy, các nghiên cứu phát triển động cơ ngày nay bao

gồm cả động cơ xăng và động cơ diesel, với số lượng động cơ

lớn như vậy thì chỉ cần một sự cải thiện nhỏ trong hiệu suất

cũng mang lại một tác động rất lớn tới kinh tế và môi trường

Với số lượng phương tiện và động cơ đốt trong như hiện

nay trên toàn thế giới, một ngày thế giới tiêu thụ khoảng 86

triệu thùng dầu thô, trong đó 70% dùng cho ĐCĐT Đi kèm

theo đó là vấn đề về ô nhiễm môi trường bởi các chất thải

từ ĐCĐT như nito oxit (NOx), soot (PM), cacbon dioxit

(CO2) Hằng năm, toàn thế giới thải ra trên dưới 37 tỉ tấn

gây một mối lo ngại lớn về biến đổi khí hậu toàn cầu Vấn

đề ô nhiễm ảnh hưởng nghiêm trọng đến môi trường sống,

sức khỏe con người và sinh vật trên Trái đất [2]

Do đó các nước trên thế giới áp dụng những quy định

ngày càng nghiêm ngặt hơn về phát thải ô nhiễm bởi phương tiện giao thông Việc sử dụng nhiên liệu hiệu quả hơn có thể làm giảm đáng kể các khí thải nhà kính Mặc dù với các điểm hạn chế như đã nêu trên, nhưng ĐCĐT sử dụng nhiên liệu hóa thạch vẫn phổ biến Xăng và diesel có mật độ năng lượng cao (khoảng 40MJ/kg) dễ bảo quản và vận chuyển Tuy nhiên, chỉ một phần nhỏ năng lượng từ nhiên liệu chuyển thành động lực cho các phương tiện Quá trình khai thác, chế biến, vận chuyển dầu thô từ giàn khoang cho đến người tiêu dùng lấy đi khoảng 20% năng lượng từ lượng dầu khai thác Đối với một ô tô sử dụng động cơ cháy cưỡng bức thì chỉ khoảng 18% năng lượng của lượng nhiên liệu sử dụng đến được hệ thống động lực của xe (mất mát bởi hiệu suất của động cơ do tỏa nhiệt & ma sát, các hệ thống phụ trợ ), sau khi trải qua mất mát ở hệ thống động lực thì chỉ còn lại khoảng 12% năng lượng truyền đến bánh xe, hiệu suất sử dụng nhiên liệu là rất thấp

Vấn đề về việc sử dụng nhiên liệu không hiệu quả của động cơ đốt trong được chú trọng đặc biệt và có rất nhiều

đề xuất thay thế ĐCĐT bằng các nguồn động lực có hiệu suất sử dụng năng lượng cao hơn Nhiều ý tưởng mới được

đề xuất, nhưng do phức tạp, chi phí cao, khó áp dụng vào thực tế (như động cơ Stirling, động cơ Wankel, năng lượng Mặt trời, động cơ hydrogen ) Các loại xe hybrid hoặc xe điện có ưu điểm khi áp dụng cho các phương tiện nhỏ, tuy nhiên có nhiều bất lợi khi áp dụng trên các phương tiện có tải trọng lớn đòi hỏi tính bền bỉ và khoảng cách di chuyển dài Mặt khác, hiệu suất của các nhà máy điện thường thấp hơn 50%, chưa kể đến các thất thoát khác trong quá trình sản xuất điện Hơn nữa, mất mát trong quá trình lưu trữ điện năng cũng đáng, kể mặc dù hiệu suất sử dụng của động

cơ điện có thể đạt tới 90% Đó là những hạn chế rất lớn khi

áp dụng xe điện vào thực tế

30 Nguyễn Ngọc Dũng, Nguyễn Văn Đông

Với chi phí ở mức hợp lí, bền bỉ, tiện lợi cùng với việc

sử dụng loại nhiên liệu phổ biến dễ dàng tìm thấy hầu như

ở mọi nơi thì việc thay thế ĐCĐT là rất khó thực hiện Tuy

nhiên, có thể thấy được ĐCĐT sử dụng nhiên liệu hóa

thạch sẽ không thể duy trì trong một thời gian dài (cạn kiệt

dầu mỏ), do đó cần phải có nhiều nghiên cứu hơn nữa để

tìm ra giải pháp hợp lí thay thế cho ĐCĐT Hiện nay, việc

phát triển các loại nhiên liệu mới cho ĐCĐT, nhiên liệu có

nguồn gốc hữu cơ thay thế cho nhiên liệu có nguồn gốc vô

cơ truyền thống cũng đang được chú trọng, như khí thiên

nhiên hóa lỏng, nhiên liệu sinh học Với nguồn dầu mỏ có

hạn, việc cải thiện hiệu suất ĐCĐT cũng như phát triển các

mẫu động cơ mới sử dụng các loại nhiên liệu thay thế, giảm

sự phụ thuộc vào nhiên liệu hóa thạch là rất hứa hẹn

Các nghiên cứu trên ĐCĐT ngày nay tập trung chuyên sâu

vào quá trình cháy của nhiên liệu, thành phần hóa học của

nhiên liệu, nâng cao chất lượng hòa trộn của hỗn hợp cháy để

cải thiện hiệu suất của động cơ Với sự phát triển của các thiết

bị hỗ trợ giúp cho việc mô phỏng các yếu tố tác động tới quá

trình cháy trong buồng đốt trở nên dễ dàng hơn cùng với sự

phát triển vượt bậc của máy tính giúp mô phỏng chính xác hơn

quá trình cháy trong buồng đốt, điều mà vốn dĩ trước đây gần

như không thể tiếp cận được Nhiều mô hình ĐCĐT với hiệu

suất cao, phát thải ô nhiễm thấp đã ra đời, như động cơ cháy

ở nhiệt độ thấp LTC (Low Temperature Combustion) LTC

mang lại hiệu suất cao hơn động cơ diesel thông thường cùng

với nhiệt độ cháy thấp nên kiểm soát được NOx LTC gồm

có các dạng: Động cơ HCCI (Homogeneous Charge

Compression Ignition); động cơ PCCI (Premixed Charge

Compression Ignition) và động cơ RCCI (Reactivity

Controlled Compression Ignition)

Động cơ HCCI (Homogeneous Charge Compression

Ignition) mang tính chất của động cơ cháy cưỡng bức

(động cơ xăng thông thường) và động cơ cháy nén (động

cơ diesel thông thường) Ngoài xăng và diesel thì HCCI

còn có thể sử dụng nhiều loại nhiên liệu thay thế khác Hiệu

suất của động cơ HCCI đạt cao hơn động cơ xăng Với hỗn

hợp cháy gần như đồng nhất và nhiệt độ cháy không quá

cao, phát thải NOx và soot giảm đáng kể Tuy nhiên, động

cơ HCCI không có một tác nhân trực tiếp nào điều khiển

thời điểm bắt đầu cháy của hỗn hợp nhiên liệu, đối với

HCCI thời điểm đó phụ thuộc vào nhiệt độ, thành phần của

hỗn hợp và tỉ số nén của động cơ, nên việc điều khiển thời

điểm bắt đầu cháy là một trở ngại rất lớn cho việc áp dụng

động cơ HCCI vào thực tế [3]

Động cơ PCCI (Premixed Charge Compression Igniton)

là một dạng biến thể của động cơ HCCI nhằm nâng cao khả

năng kiểm soát thời điểm bắt đầu cháy của nhiên liệu, nhưng

vẫn đảm bảo phát thải ô nhiễm ở mức thấp Thời điểm phun

của nhiên liệu được điều khiển để cho quá trình bắt đầu cháy

của hỗn hợp xảy ra ở nhiều vùng trong buồng đốt với thời

gian bắt đầu cháy khác nhau, quá trình đốt cháy nhiên liệu ở

động cơ PCCI tốt hơn so với động cơ HCCI, tuy nhiên vẫn

tồn tại nhiều hạn chế khi động cơ thay đổi vùng tải hoạt động

do chỉ sử dụng một hỗn hợp nhiên liệu hòa trộn trước [3]

Động cơ RCCI (Reactivity Controlled Compression

Ignition) là một hướng phát triển mới của dạng động cơ

cháy ở nhiệt độ thấp Năm 2010, giáo sư R.D Reitz, khoa

Cơ khí, trường Đại học Wisconsin (Mỹ) đã nộp đơn xin cấp

bằng phát minh về điều khiển quá trình cháy động cơ thông qua điều khiển quá trình phản ứng của nhiên liệu (Động cơ RCCI) Đây là hướng phát triển mới trong ngành động cơ đốt trong thế giới trong việc giải quyết bài toán về năng lượng, môi trường và nâng cao tính kinh tế của động cơ

Động cơ RCCI là động cơ sử dụng hai nhiên liệu, trong đó việc điều khiển quá trình cháy thông qua điều khiển quá trình phản ứng của nhiên liệu RCCI là một biến thể từ động

cơ HCCI, trong đó động cơ RCCI cung cấp quá trình điều khiển quá trình đốt cháy nhiên liệu tốt hơn bằng cách điều khiển trực tiếp tỷ lệ hỗn hợp nhiên liệu tương ứng với từng điều kiện hoạt động cụ thể của động cơ Mức phát thải NOx

và soot có thể thỏa mãn tiêu chuẩn khí thải hiện tại bên trong buồng đốt, mà không cần các thiết bị xử lí khí thải mắc tiền như ở động cơ diesel (SCR, DPF) Các cặp nhiên liệu có thể được sử dụng trong động cơ RCCI là hỗn hợp xăng và diesel, ethanol và bio-diesel, xăng và xăng pha thêm phụ gia làm tăng chỉ số cetane [1, 4, 5]

Động cơ cháy ở nhiệt độ thấp (LTC), điển hình là động cơ RCCI, là một hướng phát triển mới cho ngành động cơ đốt trong trên thế giới nói chung và ở Việt Nam nói riêng Tuy nhiên, ở Việt Nam thì việc nghiên cứu thử nghiệm loại động

cơ này chưa nhiều Với những lợi ích mà động cơ RCCI mang lại như đã trình bày ở phần trên thì việc phát triển loại động

cơ này có ý nghĩa thực tiễn rất lớn đối với kinh tế và môi trường Do đó, mục tiêu chính là nghiên cứu mô phỏng phát triển động cơ RCCI từ các kết quả thực nghiệm của động cơ diesel 1 xy-lanh 5402 tại PTN trọng điểm Động cơ Đốt trong

Kết quả mỏ phỏng từ nghiên cứu này sẽ là cơ sở để chế tạo

mô hình thử nghiệm trong tương lai

2 Xây dựng mô hình mô phỏng động cơ AVL 5402

Phần mềm chuyên dùng AVL Boost được sử dụng trong nghiên cứu này để mô phỏng phát triển động cơ RCCI từ động cơ AVL 5402 Động cơ AVL 5402 là động

cơ diesel nghiên cứu 1 xy-lanh, phun nhiên liệu trực tiếp, điều khiển điện tử Bảng 1 trình bày các thông số cơ bản của động cơ

Bảng 1 Thông số kỹ thuật của động cơ 5402

Xem xét từ mô hình động cơ AVL 5402 thực tế, mô hình

mô phỏng được xây dựng như trong Hình 1 Trong đó, các phân tử trong mô hình gồm 1 bộ lọc gió (CL); 1 động cơ (E);

1 xylanh (C); 1 bình ổn áp (PL); 7 điểm đo (MP); 2 điểm điều kiện đầu vào (SB); 3 phần tử cản dòng (R); 7 đoạn ống nối (1, 2 7) Điểm đo R trong mô hình là điểm đo hiệu suất thể tích cho ra các thông số về lưu lượng và nhiệt độ khí nạp

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 31

Hình 1 Mô hình động cơ AVL 5402 mô phỏng

Để đảm bảo tính chính xác của mô hình mô phỏng động

cơ AVL 5402 trên AVL Boost, ta so sánh kết quả chạy mô

phỏng với kết quả thực tế

Hình 2 Áp suất xylanh khi không phun nhiên liệu

Hình 3 Áp suất xylanh khi có phun nhiên liệu

Áp suất xy lanh khi không phun nhiên liệu được thể hiện

trong Hình 2 Động cơ được kéo quay bởi mô-tơ điện để đo

đường áp suất nén Kết quả so sánh giữa thực nghiệm và mô

phỏng cho kết quả tương tự nhau Hình 3 là kết quả áp suất

xylanh khi có phun nhiên liệu (kết quả thực nghiệm ngày 1

tháng 6 năm 2004) Động cơ hoạt động tại số vòng quay 2000

(v/p), không phun mồi, lượng nhiên liệu cung cấp cho mỗi chu

kỳ hoạt động là 35 (mm3) tại áp suất phun 800 (bar), phun tại

20 độ trước điểm chết trên Từ các kết quả trên ta có thể kết

luận mô hình mô phỏng động cơ 5402 có thể được sử dụng để

chạy các kết quả thay thế cho động cơ thực tế Các kết quả mô

phỏng động cơ RCCI sẽ được so sánh với các kết quả mô

phỏng của mô Hình 5402 vừa thiết lập này

3 Xây dựng mô hình mô phỏng động cơ RCCI dựa trên

mô hình mô phỏng động cơ AVL 5402

RCCI là động cơ sử dụng hai nhiên liệu, vì vậy mô hình

tính toán mô phỏng sẽ xây dựng trên cơ sở này Bằng cách kết hợp mô hình động cơ phun diesel trực tiếp và động cơ phun xăng trên đường ống nạp Như vậy, mô hình mô phỏng động cơ RCCI sẽ dựa trên mô hình mô phỏng động cơ AVL

5402, điểm khác nhau là việc thay đổi hệ thống cung cấp nhiên liệu và điều chỉnh một số thông số về nhiên liệu

3.1 Mô hình hệ thống nhiên liệu

Nguyên tắc làm việc của động cơ diesel là hình thành hỗn hợp nhiên liệu và không khí bên trong buồng đốt AVL Boost không mô hình hóa hệ thống nhiên liệu của động cơ diesel thành một phần tử cụ thể nào, mà bằng cách điều chỉnh nó bằng các thông số thông qua các mô hình cháy và

mô hình truyền nhiệt

Trong trường hợp của động cơ RCCI mà nền tảng là động cơ diesel AVL 5402 được bổ sung thêm hệ thống cung cấp nhiên liệu cho xăng Như đã đề cập ở phần trên,

ta cần bố trí kim phun xăng trên đường ống nạp để việc hòa trộn hỗn hợp khí diễn ra bên ngoài buồng đốt

Mô hình cháy AVL_MCC được sử dụng để mô phỏng quá trình cháy Mô hình này có ưu điểm là có thể thiết lập các trường hợp mô phỏng kim phun diesel, thời điểm phun diesel, số lần phun diesel một cách dễ dàng Ngoài ra, mô hình này gần với các thiết lập của người dùng hơn các mô hình khác

Các thông số đầu vào để phần mềm tính toán bao gồm: Khối lượng diesel được phun vào trong một chu kỳ, số lỗ kim phun, đường kính kim phun, áp suất đường ống, độ trễ của kim, độ nâng kim, áp suất kim…

3.2 Thiết lập lượng nhiên liệu dùng cho mô phỏng

Nhiệt trị của nhiên liệu diesel và xăng khác nhau, do đó cần phải thiết lập tỷ lệ lượng nhiên liệu quy đổi giữa diesel

và xăng để cho lượng năng lượng cung cấp đầu vào giống nhau đối với các trường hợp mô phỏng giữa động cơ diesel

và động cơ RCCI Đây là cơ sở cho việc thiết lập lượng nhiên liệu dùng trong mô phỏng

Nhiệt trị của nhiên liệu diesel và nhiên liệu xăng được chọn lần lượt là 42500 kJ/kg và 43500 kJ/kg

diesel35x10-6 lít diesel 35x10-6 x0.8572.995x10-5kg diesel Lượng diesel này quy đổi ra năng lượng là tương

mức năng lượng 1.273 kJ này, khối lượng xăng sẽ là:

ta chỉ cần lấy 10% của phần khối lượng 2.926x10-5 kg

3.3 Mô hình RCCI

Mô hình động cơ RCCI được biểu diễn trong Hình 4

Mô hình bao gồm: một bộ lọc gió (CL1); một động cơ (E1); một xylanh (C1); một kim phun xăng (I1); một bình ổn áp (PL1); chín điểm đo (MP); hai điểm điều kiện đầuvào (SB); bốn phần tử cản dòng (R); chín đoạn ống nối (1,2 9) Sau khi xây dựng mô hình RCCI, ta kiểm tra tính chính xác của mô hình RCCI bằng cách không cho phun xăng, phun diesel giống như động cơ AVL_5402 ở cùng điều kiện Kết quả trên Hình 5 cho thấy mô hình động cơ RCCI vẫn có khả năng chạy như một động cơ diesel truyền thống Điều

đó cũng chứng tỏ mô hình RCCI đã thiết lập là chính xác

210 270 330 360 390 450 510

240 300 360 420 480

32 Nguyễn Ngọc Dũng, Nguyễn Văn Đông

Hình 4 Mô hình động cơ RCCI dùng cho mô phỏng

trong AVL Boost

Hình 5 So sánh áp suất mô hình RCCI với mô hình AVL_5402

4 Mô phỏng mô hình động cơ RCCI phun xăng, phun

diesel một lần (RCCI_1)

Thời điểm bắt đầu cháy ở động cơ RCCI_1 trễ hơn động

cơ thời điểm bắt đầu cháy ở động cơ AVL_5402, nên

khoảng thời gian cháy ở động cơ 5402 cũng dài hơn

Mặc dù vậy, động cơ RCCI_1 đạt áp suất cực đại tại 9

độ sau ĐCT lớn hơn động cơ 5402, nhưng hiệu suất động

cơ RCCI_1 lại nhỏ hơn do phần năng lượng được giải phóng

thấp Điều này có thể do sự không đồng nhất nhiên liệu sử

dụng: động cơ AVL_5402 sử dụng 100% diesel, còn động

cơ RCCI_1 sử dụng 95% diesel, 5% xăng (Hình 6)

Hình 6 Đồ thị công suất, mômen động cơ RCCI_1

và động cơ AVL_5402

Hình 7 Đồ thị phát thải NOx, soot trên động cơ RCCI_1

và AVL_5402

Động cơ RCCI_1 có thành phần khí thải NOx thấp bởi

vì có nhiệt độ cực đại buồng đốt thấp hơn (1923.36K so với 1987.90K); cùng với nhiệt độ tại vùng cháy của động cơ RCCI_1 thấp hơn (2656.16K so với 2694.11K) Soot ở trường hợp RCCI_1 ít hơn vì quá trình cháy diễn ra tốt hơn,

áp suất cực đại đạt ở cùng GQTK lớn hơn, độ gia tăng áp suất lớn hơn (Hình 7)

Hình 8 Đồ thị áp suất, nhiệt độ, tốc độ toả nhiệt

trường hợp động cơ RCCI_1

Hình 9 Đồ thị áp suất, nhiệt độ, tốc độ toả nhiệt

trường hợp động cơ AVL_5402

Hình 8 và 9 cho ta kết quả mô phỏng phân tích sự cháy giữa mô hình RCCI_1 và AVL 5402 Hình dạng hai đồ thị không có sự khác nhau nhiều, quá trình cháy ở động cơ

5402 diễn ra sớm hơn và khoảng thời gian cháy dài hơn Chính điều này làm cho nhiệt độ buồng đốt chậm giảm hơn

so với động cơ RCCI_1

Tốc độ toả nhiệt cực đại ở động cơ RCCI_1 là 60.5 J/deg, trong khi đó ở động cơ 5402 là 50 J/deg Điều này chứng tỏ quá trình cháy ở động cơ RCCI_1 cháy mãnh liệt hơn

Độ dốc bên phải đồ thị tốc độ toả nhiệt ở động cơ RCCI_1 dốc hơn, điều này chứng tỏ nhiên liệu tham gia cháy trong giai đoạn cháy rớt ở động cơ 5402 cao hơn và điều này cũng làm cho nhiệt độ buồng đốt chậm giảm hơn,

270 300 330 360 390 420 450

270 300 330 360 390 420 450

270 300 330 360 390 420 450

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 33 làm cho lượng NOx ở động cơ 5402 cao hơn

5 Mô phỏng mô hình động cơ RCCI phun xăng, phun

diesel 2 lần (RCCI_2)

Tiếp theo sẽ tiến hành mô phỏng động cơ RCCI với các

thông số được giữ nguyên, chỉ thay đổi cách thức phun diesel

từ phun duy nhất diesel một lần thành phun diesel hai lần

Cũng giống như trường hợp động cơ RCCI_1, mặc dù

quá trình cháy động cơ RCCI_2 tốt hơn (áp suất cực đại

89.08 bar, độ gia tăng áp suất 6.65 bar/deg), nhưng hiệu

suất của động cơ RCCI_2 thấp nhất, do năng lượng được

giải phóng thấp (Hình 10)

Hình 10 Đồ thị mômen, công suất động cơ

RCCI_1, RCCI_2 và AVL_5402

Hình 11 Đồ thị áp suất, nhiệt độ, tốc độ toả nhiệt

động cơ RCCI_2

NOx của động cơ 5402 cao nhất do nhiệt độ vùng cháy

cao (2725.73K), và cháy nghèo nhiên liệu hơn A/F=16.84

Động cơ RCCI_1 và RCCI_2 cháy giàu nhiên liệu hơn

động cơ 5402, nhưng quá trình cháy tốt hơn nên lượng

nhiên liệu chưa cháy ít hơn (Hình 11)

Đồ thị tốc độ toả nhiệt của động cơ RCCI_2 xuất hiện

một đỉnh, đỉnh này xuất hiện do xăng cháy ở nhiệt độ thấp

(Hình 11) Do sự cháy ở vùng này mà nhiệt độ cũng tăng

cao bất thường, làm xuất hiện một đỉnh nhiệt độ thứ hai

Đồ thị áp suất cũng thay đổi theo, cũng xuất hiện một đỉnh

thứ hai, so với cùng thời điểm 10 độ trước ĐCT ở động cơ

RCCI_1 và 5402 thì áp suất buồng đốt ở động cơ RCCI_2

cao hơn (do xuất hiện cháy ở nhiệt độ thấp vừa nêu), nên

động cơ RCCI_2 dễ dàng đạt áp suất cực đại sau ĐCT hơn

Trong ba động cơ thì thời điểm bắt đầu cháy của động

cơ RCCI_2 là sớm nhất (-27 độ GQTK) và kéo dài nhất (155 độ GQTK) Độ dốc bên phải của đồ thị tốc độ toả nhiệt

ở động cơ RCCI_2 là lớn nhất do lượng nhiên liệu tham gia trong giai đoạn cháy rớt ít nhất, nên làm cho nhiệt độ buồng cháy nhanh giảm

Tổng hợp các kết quả đạt được, ta nhận thấy động cơ RCCI với phun xăng và phun diesel hai lần có quá trình cháy xảy ra tốt hơn động cơ diesel truyền thống và động cơ

sử dụng hai nhiên liệu Tuy nhiên, hiệu suất chưa cao do mức độ giải phóng năng lượng ở động cơ RCCI còn thấp Mặt khác, do có sử dụng xăng, nên việc sử dụng động cơ AVL_5402 có tỷ số nén cao sẽ dễ gây hiện tượng kích nổ

Do vậy, ta tiến hành các cải tiến động cơ AVL_5402: Cải tiến thay đổi tỷ số nén, thay đổi thời điểm đóng xupáp nạp (IVC), thay đổi thời điểm mở xupáp nạp (IVO), thay đổi thời điểm mở xupáp xả (EVO)

6 Kết luận

Với những kết quả ghi nhận được, công nghệ RCCI đang chứng minh đây là một công nghệ rất có triển vọng Động

cơ RCCI có ưu điểm là quá trình cháy vượt trội so với động

cơ diesel truyền thống: Áp suất cực đại cao, độ tăng áp suất cao, giảm được đáng kể thời gian cháy rớt Chính quá trình cháy tốt làm cho công suất, mômen, khí thải được cải thiện đáng kể so với động cơ diesel truyền thống

Động cơ RCCI khi cho phun xăng ở thời điểm 298.88 độ (lượng phun xăng chiếm 5% tổng lượng nhiên liệu đưa vào buồng đốt), phun diesel lần đầu tiên 60 độ trước ĐCT, phun diesel lần hai là 10 độ trước ĐCT (lượng phun diesel lần 1 chiếm 30% tổng lượng diesel phun vào) thì công suất cao hơn động cơ diesel hiện hữu, lượng khí thải cũng giảm đáng kể

Từ kinh nghiệm khi thực hiện nghiên cứu này, tác giả nhận thấy để bước đầu tiếp cận với công nghệ mới như RCCI, HCCI…bằng phần mềm mô phỏng thì việc sử dụng phần mềm AVL_Boost, là phần mềm mạnh, các kết quả đầy đủ, và dễ sử dụng cho người dùng là hợp lý, khả thi nhất Từ những kết quả khi chạy các phần mềm này, người dùng có thể sử dụng các phần mềm cao cấp hơn như AVL_Fire để nghiên cứu chuyên sâu hơn quá trình hoạt động của động cơ trong các giai đoạn nghiên cứu tiếp theo

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Directions in internal combustion engine research, Rolf D Reitz, Combustion and Flame 160 (2013) 1–8

[2] Wikipedia, Engine Efficiency, http://en.wikipedia.org/wiki/Engine _efficiency

[3] Performance of advanced combustion modes with alternative fuels: reactivity controlled compression ignition case study, Scott Curran, Reed Hanson, Teresa Barone, John Storey, and Robert Wagner, Energy & Transportation Science Division, Oak Ridge National Laboratory

[4] Gasoline direct injection, Mustafa Bahattin Çelik and Bülent Özdalyan, Karabuk University, Engineering Faculty,Turkey [5] Low temperature oxidation catalyst development and applications - Joseph A Holroyd, Rochester, NY 14604

(BBT nhận bài: 08/05/2015, phản biện xong:15/05/2015

240 300 330 360 390 420 480

34 Lê Đình Dương, Ngô Văn Dưỡng, Nguyễn Thị Ái Nhi, Huỳnh Văn Kỳ

NGHIÊN CỨU CÁC YẾU TỐ BẤT ĐỊNH CỦA THÔNG SỐ VẬN HÀNH

ĐỂ TÍNH TOÁN VÀ PHÂN TÍCH CHẾ ĐỘ LÀM VIỆC CỦA HỆ THỐNG ĐIỆN

STUDY ON UNCERTAINTY OF OPERATING PARAMETERS TO CALCULATE

AND ANALYZE WORKING CONDITION OF POWER SYSTEMS

Lê Đình Dương 1 , Ngô Văn Dưỡng 2 , Nguyễn Thị Ái Nhi 3 , Huỳnh Văn Kỳ 2

Tóm tắt - Các nguồn năng lượng mới, như năng lượng gió và năng

lượng mặt trời, được tích hợp ngày càng nhiều vào các hệ thống

điện Các nguồn bất định thêm vào từ các nguồn năng lượng mới

này cùng với các nguồn bất định truyền thống do bản chất thay đổi

ngẫu nhiên của tải và khả năng sẵn sàng làm việc của các nguồn

phát và các hệ thống truyền tải chỉ rõ những hạn chế của các

phương pháp truyền thống trong tính toán và phân tích hệ thống

điện, trong đó các yếu tố bất định không được xem xét đến Trong

bài báo này, một phương pháp tính toán và phân tích hệ thống điện

có xét đến các nguồn bất định được trình bày Việc thử nghiệm

trên hệ thống điện mẫu IEEE-14 nút chứng tỏ phương pháp đề

xuất cho kết quả tốt và có khả năng áp dụng trong thực tế

Abstract - Renewable energy resources, such as wind and

photovoltaic solar, are increasingly integrated into power system s Additional sources of uncertainty from these sources, further to the conventional sources of uncertainty due to stochastic nature of both the load and the availability of generation resources and transm ission systems, m ake clear the lim itations of the conventional approaches in calculation and analysis of power systems in which uncertainty sources are not considered In this paper, an approach to calculate and analyze power systems taking into account sources of uncertainty is presented Testing on the

m odified IEEE-14 bus test system indicates good performance and practical applicability of the proposed approach

Từ khóa - nguồn năng lượng mới; yếu tố bất định; phương pháp

xác suất; hàm phân bố; trào lưu công suất

Key words - Renewable energy resource; uncertainty source;

probabilistic approach; probability distribution; power flow

1 Đặt vấn đề

Cùng với sự phát triển của xã hội, nhu cầu tiêu thụ điện

ngày càng tăng Để đảm bảo cho hệ thống điện (HTĐ) vận

hành an toàn, trong quá trình vận hành cần phải tính toán

kiểm tra thông số chế độ của hệ thống so với các giá trị cho

phép, tương ứng với các trạng thái vận hành khác nhau

Qua đó đánh giá mức độ an toàn của hệ thống và tìm giải

pháp nâng cao khả năng vận hành an toàn cho HTĐ

Phương pháp tính toán trào lưu công suất truyền thống

được xem như là công cụ cơ bản cho việc tính toán và phân

tích HTĐ Để tính toán xác định các thông số chế độ (điện

áp nút, dòng điện và công suất truyền tải trên đường dây,

góc pha…) của HTĐ, thường sử dụng bài toán giải tích

mạng điện dựa trên các thuật toán như Newton-Raphson

hoặc Gauss-Seidel, trên cơ sở đó đã có nhiều phần mềm

tính toán được xây dựng như: PSS/E, PSS/ADEPT,

POWERWORLD, CONUS…và các phần mềm này đang

được sử dụng rộng rãi trong tính toán thiết kế và quản lý

vận hành HTĐ trên thế giới cũng như ở Việt Nam

Đối với các phương pháp truyền thống, trong quá trình

tính toán thì các thông số vận hành (công suất phụ tải, công

suất phát của máy phát …), thông số hệ thống (tổng trở

đường dây, tổng trở máy biến áp…) đều cho bằng giá trị cố

định (hằng số) và cấu trúc lưới (sự làm việc của các thiết bị

và các đường dây liên kết…) xem như không thay đổi Với

thông số đầu vào là những giá trị cố định như vậy, nên kết

quả tính toán của các phần mềm đều cho giá trị thông số chế

độ của HTĐ là những giá trị cố định Tuy nhiên, giả thiết

trên chỉ đúng ở các thời điểm tức thời và không phản ảnh

được thực tế vận hành của HTĐ, vì chúng ta biết công suất

đầu ra của các nhà máy điện không phải là hằng số trong suốt

quá trình vận hành, phụ tải luôn biến đổi theo thời gian và

tuân theo những quy luật riêng của nó, các đường dây, máy biến áp, máy phát điện và các thiết bị khác trong quá trình làm việc có thể bị sự cố với một khả năng (xác suất) nào đó

Từ những phân tích trên chúng ta thấy rằng, việc tính toán các chế độ làm việc của HTĐ theo phương pháp truyền thống nêu trên thì không xác định đầy đủ các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình làm việc của HTĐ, tình trạng làm việc của HTĐ chỉ đúng với từng thời điểm nhất định (rất khó xác định trong thực tế) Hơn nữa, đối với các HTĐ hiện nay, khi kết nối thêm các nguồn năng lượng mới như gió, mặt trời, công suất phát của các nguồn này rất phức tạp, luôn biến đổi rất nhanh và phụ thuộc rất nhiều vào các yếu tố ngẫu nhiên của điều kiện khí hậu, thời tiết Để khắc phục các hạn chế nêu trên, đòi hỏi phải có một phương pháp tính toán HTĐ phù hợp, trong đó các yếu tố ngẫu nhiên, bản chất của các quá trình, các hiện tượng liên quan đến các thông số đầu vào của quá trình tính toán (như sự thay đổi của phụ tải, sự thay đổi của công suất phát, các khả năng sự cố của thiết bị, ) đều được tích hợp vào quá trình tính toán Bằng cách sử dụng phương pháp này, kết quả tính toán được như điện áp, dòng điện, công suất truyền tải, không còn là các giá trị cố định,

mà là các hàm phân bố theo quy luật của nó, phản ánh đúng bản chất thông số chế độ của HTĐ thực tế và thông tin từ các quy luật này sẽ rất hữu ích, đầy đủ để đánh giá tình trạng HTĐ trong thực tế

Lĩnh vực nghiên cứu tìm giải pháp tính toán trào lưu công suất bằng phương pháp xác suất được đề xuất và trở thành công cụ tính toán rất hiệu quả trong đó tất cả các yếu

tố bất định trong HTĐ được mô tả bằng các quy luật xác suất [1] và được xem xét, tích hợp vào trong quá trình tính toán Ý tưởng được đưa ra đầu tiên bởi Borkowska [2] và

kể từ đó nhiều công trình nghiên cứu về lĩnh vực này được

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 5(90).2015 35 công bố trên thế giới Lĩnh vực này ngày càng thu hút nhiều

nhà nghiên cứu để tìm giải pháp thích hợp cho các HTĐ,

đặc biệt là các HTĐ có nhiều nguồn năng lượng tái tạo và

các loại nguồn phân tán Tuy nhiên, ở Việt Nam hiện nay

chưa có công trình nghiên cứu liên quan đến lĩnh vực này

nói chung cũng như trong việc áp dụng tính toán cho HTĐ

Việt Nam nói riêng

Tính toán trào lưu công suất và phân tích HTĐ bằng

phương pháp xác suất bao gồm hai nhóm phương pháp

chính: phương pháp số và phương pháp giải tích Mỗi

phương pháp có những ưu, nhược điểm riêng Điển hình

cho phương pháp số là mô phỏng Monte-Carlo [3-8]

Trong phương pháp Monte-Carlo, các biến ngẫu nhiên đầu

vào (biểu diễn cho các quá trình, biến cố ngẫu nhiên) sẽ

được lấy mẫu và sau đó quá trình tính toán sẽ được thực

hiện cho tất cả các mẫu đó Độ chính xác của phương pháp

này phụ thuộc rất lớn vào kỹ thuật lấy mẫu và số lượng mẫu

được lấy (số lượng mẫu này thường rất lớn) Phương pháp

này cho kết quả chính xác và tin cậy Tuy nhiên, nhược

điểm lớn nhất đó là thời gian tính toán lâu, nếu số lượng

mẫu lớn được chọn Ngược lại, phương pháp giải tích sử

dụng các thuật toán, các kỹ thuật về giải tích như: nửa bất

biến (cumulant) [9, 10], chập (convolution) [11], sự ước

lượng điểm (point estimate) [12] Áp dụng các kỹ thuật giải

tích này, kết hợp với mối quan hệ vào-ra của bài toán cho

phép xác định được hàm phân bố của biến ngẫu nhiên đầu

ra theo sự phân bố đã biết từ các biến ngẫu nhiên đầu vào

Nhìn chung, thời gian tính toán của các phương pháp giải

tích sẽ nhỏ hơn rất nhiều so với các phương pháp số; tuy

nhiên, phương pháp này cho kết quả không chính xác bằng

phương pháp số (với số lượng mẫu đủ lớn) Trong thực tế,

tùy theo ứng dụng cụ thể mà ta chọn phương pháp phù hợp

Bài báo trình bày phương pháp tính toán và phân tích

HTĐ theo yếu tố bất định của thông số vận hành, đặc biệt

đi sâu vào phương pháp mô phỏng Monte-Carlo Lý do chủ

yếu để chọn phương pháp Monte-Carlo trong bài báo này

là nhằm đạt được độ chính xác cao, trong khi thời gian tính

toán không quá khắt khe và không cần tính toán quá nhanh

Để minh họa cho phương pháp, HTĐ mẫu IEEE-14 nút sửa

đổi được chọn để áp dụng

2 Mô hình tính toán

2.1 Phụ tải

Phụ tải tại các nút trong hệ thống điện luôn biến đổi

trong quá trình vận hành theo quy luật riêng của nó Thông

tin về quy luật biến đổi và phân bố của phụ tải có thể đạt

được từ dữ liệu quá khứ hoặc được cung cấp bởi các

phương pháp dự báo phụ tải

Trong tính toán, phụ tải thường được mô tả bằng hàm

phân phối chuẩn (Gaussian distribution hoặc normal

2 2

2

1( )

Trong đó: μ là kỳ vọng toán (giá trị trung bình) và σ là

độ lệch quân phương (độ lệch chuẩn)

2.2 Các nguồn năng lượng tái tạo

Công suất đầu ra của các nhà máy điện dùng nguồn

năng lượng tái tạo phổ biến như gió, mặt trời,… cũng được biểu diễn bằng các hàm phân bố xác suất

Công suất đầu ra của nguồn năng lượng mặt trời phụ thuộc rất nhiều vào điều kiện thời tiết khí hậu tại nơi lắp đặt Hàm phân bố xác suất của công suất đầu ra có thể đạt được từ dữ liệu quá khứ hoặc thông qua dự báo công suất Hình 1 mô tả một ví dụ hàm phân bố của công suất đầu ra của một nhà máy điện dùng năng lượng mặt trời

Hình 1 Ví dụ hàm phân bố công suất đầu ra

của nhà máy điện mặt trời

Công suất đầu ra của các nguồn năng lượng gió là các hàm theo vận tốc gió thổi vào tuabin Có hai cách xây dựng hàm phân bố của công suất đầu ra: trực tiếp đạt được từ thông tin có được từ công suất đầu ra hoặc một cách gián tiếp thông qua thông tin về vận tốc gió Một ví dụ về hàm mật độ của hàm phân bố công suất đầu ra của một nhà máy điện gió như Hình 5

2.3 Các nhà máy điện truyền thống

Các tổ máy phát của các nhà máy điện truyền thống như thủy điện, nhiệt điện,… trong quá trình vận hành có thể bị sự

cố với một xác suất nào đó Đối với phương pháp xác suất, khi một tổ máy phát đang làm việc thì công suất đầu ra của nó không phải là giá trị cố định, mà là một hàm phân bố xác suất:

làm việc với xác suất p và có khả năng hỏng hóc với xác xuất (1-p) Hàm phân bố cho một tổ máy phát như thế gọi là hàm

phân bố 0-1 (“0”: hỏng hóc; “1”: làm việc) Một nhà máy điện

bao gồm n tổ máy phát như vậy thì hàm phân bố công suất

đầu ra của cả nhà máy là tập hợp của các hàm 0-1 của các tổ máy phát Trong trường hợp đặc biệt, nếu các tổ máy phát giống nhau (đồng nhất) thì hàm phân bố đầu ra của nhà máy

là hàm phân phối nhị thức (Binomial distribution) Hàm mật

độ của hàm phân phối nhị thức như sau [1]:

 ( ; , ) n x 1 n x

2.4 Hệ thống truyền tải điện

Một cách tương tự như các tổ máy phát điện ở trên, trong quá trình vận hành thì đường dây truyền tải và các thành phần khác trong hệ thống truyền tải có thể bị hỏng hóc với một xác suất nào đó Trạng thái làm việc của các thành phần này được mô tả bằng các hàm phân bố 0-1 (làm việc với xác

suất p và có khả năng hỏng hóc với xác suất 1-p)

3 Thuật toán tính toán và phân tích hệ thống điện theo yếu tố bất định của thông số vận hành

Thuật toán tính toán và phân tích HTĐ theo yếu tố bất định của thông số vận hành được minh họa trong sơ đồ khối

0 0.05 0.1

P

36 Lê Đình Dương, Ngô Văn Dưỡng, Nguyễn Thị Ái Nhi, Huỳnh Văn Kỳ Hình 2 Như đã phân tích ở trên, phương pháp Monte-Carlo

được áp dụng trong bài báo này

Hình 2 Sơ đồ khối tính toán và phân tích HTĐ

Dựa vào các dữ liệu quá khứ thu thập được hoặc được

cung cấp bởi các phương pháp dự báo cho các đại lượng

đầu vào như công suất phụ tải, công suất đầu ra của các nhà

máy năng lượng gió, năng lượng mặt trời,… cũng như

thông tin về tần suất sự cố của các đường dây và các tổ máy

phát,… các quy luật phân bố của các đại lượng này được

rút ra và biểu diễn bằng các hàm phân bố xác suất Đây là

thông tin đầu vào của bài toán

Tiếp theo, quá trình mẫu hóa được tiến hành cho các

đại lượng đầu vào dựa trên các hàm phân bố xác suất đạt

được ở trên [6-8] Trong mô phỏng Monte-Carlo, độ chính

xác của phương pháp phụ thuộc vào số lượng mẫu (N) được

chọn (số lượng mẫu lớn thì cho kết quả với độ chính xác

cao) Sau khi mẫu hóa, quá trình giải bài toán tính toán trào

lưu công suất (Newton-Raphson, Gauss-Seidel) được thực

hiện đối với từng mẫu

Kết quả tính toán là giá trị của các thông số vận hành

như điện áp tại các nút, công suất và dòng điện truyền tải

trên các nhánh, góc pha,… tương ứng với từng mẫu Quá

trình này được lặp lại cho từng mẫu cho đến khi tất cả N

mẫu được tính toán

Cuối cùng, kết quả đầu ra của quá trình tính toán là tập hợp

N giá trị cho từng thông số vận hành của HTĐ, từ đó xây dựng

được hàm phân bố của từng đại lượng Các hàm này phản ánh

một cách đầy đủ quy luật biến đổi của các đại lượng trong suốt

quá trình vận hành, để từ đó có thể đánh giá một cách đầy đủ

sự làm việc cũng như mức độ an toàn của HTĐ

4 Áp dụng

Phương pháp trình bày ở mục 3 được áp dụng cho HTĐ

mẫu IEEE-14 nút sửa đổi có sơ đồ như Hình 3

HTĐ được xem xét bao gồm: 2 nhà máy điện truyền thống nối vào nút 1 (thủy điện) và 2 (nhiệt điện); các nhà máy điện gió được nối vào các nút 9, 10 và 12 với công suất lắp đặt lần lượt là 27, 15 và 12 MW; các nhà máy điện mặt trời được nối vào nút 13 và 14 với công suất lắp đặt lần lượt là 15 và 21

MW Công suất phụ tải tại các nút như trong Bảng 1 Thông tin chi tiết về các thông số lưới như trong [14]

Hình 3 HTĐ mẫu IEEE-14 nút sửa đổi Bảng 1 Công suất phụ tải tại các nút

kỳ vọng Hình 4 mô tả hàm phân bố công suất tác dụng của phụ tải tại nút 9

Hình 4 Hàm mật độ của công suất tác dụng của phụ tải tại nút 9

0 0.05 0.1 0.15