lời nói đầu - tapchikhcn.udn.vntapchikhcn.udn.vn/ortherfile/2018_4_3_14_22_884so...

Lời nói đầu

----

Căn cứ vào quy hoạch báo chí đã được Thủ tướng Chính phủ phê duyệt, theo văn bản đề nghị của Bộ Giáo dục và Đào tạo, ngày 25 tháng 11 năm 2002, Bộ Văn hoá - Thông tin đã ra Quyết định số 510/GP-BVHTT, cấp giấy phép hoạt động báo chí cho Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng.

Ngày 10 tháng 8 năm 2006, Cục Báo chí Bộ Văn hoá - Thông tin đã có Công văn số 816/BC đồng ý cho phép Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học 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.

Ngày 07 tháng 01 năm 2016, Bộ Thông tin và Truyền thông đã có Quyết định số 07/GP-BTTTT cấp Giấy phép hoạt động báo chí in cho Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng được xuất bản 15 kỳ/01 năm (trong đó, có 03 kỳ xuất bản bằng ngôn ngữ tiếng Anh).

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 1(122).2018

KHOA HỌC KỸ THUẬT VÀ CÔNG NGHỆ

Nguy cơ dòng Rip ven biển Đà Nẵng The Rip current hazard along the coastline of Da Nang Nguyễn Thị Bảy, Phạm Văn Tiến, Lê Văn Khoa 1

Khảo sát môi trường đất bằng phương pháp ảnh điện 2D-3D, nghiên cứu cụ thể tại các tuyến đường quận Ngũ Hành Sơn, Tp. Đà Nẵng Geological survey via electrical graphics 2,3-dimensional method, a case study at Ngu Hanh Son district, Danang city Lê Phước Cường, Lương Văn Thọ 7

Tổng hợp oxit mangan có bề mặt riêng lớn cho phản ứng oxy hóa hoàn toàn isopropanol ở nhiệt độ thấp Synthesis of high surface area manganese oxide for total catalytic oxidation of isopropanol at low temperature Phan Mạnh Duy, Nguyễn Đình Minh Tuấn 11

Ứng dụng bộ quan sát phi tuyến vi phân cục bộ trong điều khiển tốc độ động cơ điện một chiều kích từ nối tiếp không cảm biến tốc độ Application of a locally infinitesimal nonlinear observer to the speed sensorless control of series connected direct

current machines Vũ Hoàng Giang 16

Tổng hợp vật liệu cacbon nano ống và ứng dụng để hấp phụ xăng dầu Synthesizing carbon nanotube material and its application to oil absorption Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, Nguyễn Khương Bình 19

Thiết kế và mô phỏng hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới Design and simulation of stand-alone photovoltaic power system Nguyễn Lê Hòa, Phạm Tiến Đạt, Đỗ Xuân Khải 23

Tính toán tối ưu điều phối điện năng trong hệ thống năng lượng điện mặt trời nối lưới dùng CPLEX kết nối Matlab Optimal calculations of electrical power flow control for grid-tied solar system by using CPLEX – Matlab connector Giáp Quang Huy, Nguyễn Thị Thanh Quỳnh 28

Sử dụng thuật toán di truyền chọn vị trí tụ bù trong lưới phân phối có sóng hài nhằm giảm tổn thất điện năng và cải thiện tổng biến dạng sóng hài (THD) Using genetic algorithm for optimally capacitor locating in distribution system with the presence of harmonics for

loss reduction and total harmonic distortion (THD) improvement Nguyễn Văn Minh, Bạch Quốc Khánh 33

Ảnh hưởng của phương pháp tiền xử lý bằng kiềm đến hiệu suất và chất lượng gelatin chiết xuất từ vảy cá hồi Studying the effect of pretreatment methods with alkane on yield and quality of gelatin extracted from salmon scale Nguyễn Thị Trúc Loan, Từ Thị Mỹ Lệ 38

Bộ nghịch lưu kép tăng áp ba pha cho động cơ không đồng bộ ba pha sáu đầu dây A three phase dual boost inverter for open-end winding induction motor Tô Thanh Lợi, Nguyễn Minh Khai, Đỗ Đức Trí, Trần Tấn Tài 43

Sự kết hợp đa chiều giữa quy hoạch xanh và kiến trúc xanh cho đô thị Đà Nẵng – dưới góc nhìn hệ thống The multi – direction combination of green design with green architecture for Danang city from a systematic perspective Lê Thị Ly Na 47

Tính ngắn mạch trong lưới kết nối nguồn nghịch lưu có điều khiển điện áp thấp LVRT Short circuit calculation in a power system connected with low voltage ride through inverter Đỗ Công Ngôn, Cao Wei 51

Ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở Influence of harmonic current in switched reluctance motors Phí Hoàng Nhã, Đào Quang Thủy, Nguyễn Sơn Tùng, Phạm Hùng Phi 57

Evaluation of properties of controlled low-strength material produced using ternary mixture of waste red mud, slag and portland cement Đánh giá các tính chất của vật liệu cường độ thấp có kiểm soát được sản xuất từ hỗn hợp phế thải đất đỏ,

tro xỉ và xi măng Huynh Trong Phuoc 61

Nghiên cứu phân bố điện từ trường và xây dựng mạch điện thay thế hình T của máy biến áp lực bằng phương pháp phần tử hữu hạn A study of electromagnetic distribution and establishing the T equivalent circuit of power transformers by finite

element method Nguyễn Đức Quang 65

Nghiên cứu thiết kế hệ thống giám sát – điều khiển từ xa cho lưới phân phối điện hạ áp Reasearch and design remote mornitoring – control systems for lower voltage distribution grid Lê Xuân Sanh, Trần Vũ Kiên 71

Phân lập và tuyển chọn chủng vi khuẩn lactic ứng dụng ủ chua bã đậu nành làm thức ăn chăn nuôi Isolation and screening of lactic acid bacteria using soybean- residue fermentation for animal feed Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Anh Tú, Lê Lý Thùy Trâm 76

Anten thấu kính phẳng ứng dụng tại băng tần X Transmitarray antenna design for X-band applications Nguyễn Minh Thiện, Nguyễn Bình Dương 81

Ứng dụng mạng nơ-ron tuyến tính hóa phản hồi điều khiển thích nghi vị trí bàn trượt Adaptive control of sliding table position using feedback linearization neural networks Võ Khánh Thoại 85

Thiết kế chế tạo băng thử vòi phun xăng Design and development of gasoline injector test bench Lê Minh Tiến, Phạm Quốc Thái, Huỳnh Tấn Tiến, Võ Anh Vũ 90

Tính toán thời gian cấp đông thực phẩm hình dạng bất kỳ với hai biên đối lưu không đối xứng Calculation of freezing time for multidimensional shape food by two nonsymmetric convection boundary Hoàng Minh Tuấn, Võ Chí Chính, Nguyễn Thành Văn 95

Đánh giá hiện trạng sản xuất và đề xuất áp dụng các giải pháp sản xuất sạch hơn cho Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long - Đà Nẵng Assessing the production status and applying cleaner production solutions to Halong-Danang Canfoco Co., Ltd Phan Như Thúc, Đinh Hữu Tuyến 100

Ứng dụng thiết bị chẩn đoán OBD II wifi để nghiên cứu tiêu hao nhiên liệu của ô tô trong điều kiện vận hành thực tế An application of OBD II wifi diagnostics to the study of vehicle fuel consumption in real operating conditions Lê Văn Tụy, Phan Minh Đức 106

Nghiên cứu giải pháp kiến trúc thích ứng khí hậu trong thiết kế nhà phố tại Tp. Đà Nẵng A research on climate adaptability strategy of tube house design in Danang city, Vietnam Lê Đức Viên 110

Lựa chọn thiết bị để hỗ trợ ổn định hệ thống điện khi đấu nối nhà máy điện mặt trời công suất lớn Selection of devices to support power system stability when connected with large-scale photovoltaic power plants Đinh Thành Việt, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành 115

Cải thiện chất lượng điện áp trong lưới điện phân phối 22Kv có phụ tải phi tuyến dùng D-Statcom và bộ lọc sóng hài Voltage quality improvement in 22Kv distribution network connected nonlinear load using D-statcom and harmonic filters Nguyễn Hữu Vinh, Hoàng Văn Khải, Nguyễn Hùng, Lê Kim Hùng 120

KHOA HỌC TỰ NHIÊN

Điều kiện đủ cho tính bị chặn của nghiệm của hệ phương trình vi phân phi tuyến cấp một Some new sufficient conditions for ultimate boundedness of nonlinear differential systems Lê Trung Hiếu, Trần Ngọc Hiệp 125

MAISYS - hệ thống thuyết minh tự động đa ngữ cho bảo tàng Đà Nẵng MAISYS - Multilingual Automated Interpretation System for the Museum of Danang Trần Anh Kiệt, Trần Văn Chuẩn, Trương Thế Liên, Nguyễn Tiến Sỹ, Đặng Thị Dung 131

Nghiên cứu khả năng hấp phụ của các hợp chất xanthone có nguồn gốc từ vỏ quả măng cụt lên bề mặt kim loại sắt (Fe) bằng phương pháp hóa lượng tử và mô phỏng động học phân tử Investigation into absorption performance of xanthones extracted from garcinia mangostana on iron surface using

the quantum chemistry and molecular dynamic simulation methods Nguyễn Minh Thông, Đinh Tuấn, Phạm Cẩm Nam 136

Phân tích thành phần hóa học trong đài hoa bụp giấm tươi trồng tại Đắk Lắk (Hibiscus Sabdariffa L.) Bằng phương pháp khối phổ phân giải cao A study on chemical components of fresh roselle petals (Hibiscus Sabdariffa L.) Planted in Dak Lak by HR-MS Phùng Văn Trung, Phạm Hồng Ngọc, Nguyễn Thị Hồng Thắm, Ngọ Thị Phương, Lê Ngọc Hùng, Lê Minh Hà 141

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(122).2018 1

NGUY CƠ DÒNG RIP VEN BIỂN ĐÀ NẴNG

THE RIP CURRENT HAZARD ALONG THE COASTLINE OF DA NANG

Nguyễn Thị Bảy1, Phạm Văn Tiến2, Lê Văn Khoa3 1Trường Đại học Bách khoa – Đại học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh; [email protected]

2Viện Năng lượng – Bộ Công thương; [email protected] 3Chi cục Phòng, chống thiên tai khu vực miền Trung và Tây Nguyên; [email protected]

Tóm tắt - Dòng Rip có thể xuất hiện ở hầu hết các bãi biển. Đuối nước gây ra bởi dòng Rip là một mối nguy lớn trên các bãi biển, tuy nhiên có rất ít dữ liệu để hỗ trợ phát triển các chương trình nghiên cứu giảm nhẹ. Dòng Rip là nguy cơ tự nhiên dọc các bãi biển của Đà Nẵng. Bài báo này nghiên cứu nguy cơ dòng Rip vùng ven biển Đà Nẵng. Độ lớn dòng Rip và độ cao sóng được tính toán bằng mô hình Mike Couple. Từ kết quả tính toán, kết hợp với điều tra thực tế, các tác giả đã tính mức độ nguy hiểm của dòng Rip dọc ven biển Đà Nẵng. Kết quả tính toán cho thấy 04 mức nguy cơ dòng Rip: không, thấp, trung bình và cao. Tại bãi biển vịnh Đà Nẵng, không có nguy cơ trong mùa hè, từ không có nguy cơ đến trung bình trong mùa đông. Tại khu vực bãi biển Hoàng Sa – Trường Sa, từ không đến thấp trong mùa hè, từ thấp đến cao trong mùa đông.

Abstract - Rip currents are found along most coastlines. Drowning from Rip currents is a major hazard on beaches, but little data is available to support the development of mitigating study programs. Rip currents are a natural hazard along coastline of Da Nang. This paper studies the Rip current hazard in the coastline of Da Nang. Rip current speeds and wave height are calculated by Mike Couple model. From the results of the calculation by model combined with the actual survey, the authors have identified the hazard level of Rip currents along coastline of Da Nang. The results show 04 levels of Rip current hazards: none, low, medium and high. Hazards on the beaches of Da Nang gulf are none in the summer, from none to medium in the winter. Hazards at Hoang Sa - Truong Sa beaches are from none to low in the summer, from low to high in the winter.

Từ khóa - dòng Rip; nguy cơ; an toàn bãi biển; Mike Couple; Đà Nẵng

Key words - Rip current; hazards; beach safety; Mike Couple; Da Nang

1. Mở đầu

Ý nghĩa thực tiễn của việc nghiên cứu và cảnh báo dòng Rip tại các bãi biển là rất lớn, bởi vì dòng Rip tuy không gây thiệt hại lớn về mặt vật chất, nhưng gây thiệt hại lớn về người, không kém gì với các loại hình thiên tai khác. Dòng Rip do được hình thành ở vùng ven bờ và luôn luôn phụ thuộc vào đặc điểm của địa hình đáy, bờ và chế độ động lực của sóng biển, nên có thể nói rằng, dòng Rip có thể hình thành ở mọi nơi và vào bất kỳ thời điểm nào trong ngày, tháng, mùa và năm. Trong thực tế, tai nạn do dòng Rip không xảy ra ồn ào như các thiên tai khác, mà nó xảy ra rất âm thầm dưới mặt biển, do đó đã làm cho người tắm biển chủ quan, không biết nhận dạng và thường bị bất ngờ. Ở Việt Nam, dòng Rip chưa được nghiên cứu nhiều, nên sự hiểu biết và phòng tránh nó còn rất thụ động và lúng túng.

Một bãi biển nếu càng được cảnh báo tốt thì khách du lịch đến tắm biển sẽ càng an tâm. Đây là một trong những tiêu chí cơ bản về sự an toàn và phát triển bền vững của một bãi biển du lịch hiện đại. Ở những nước tiên tiến trên thế giới, khách du lịch khi đến vui chơi và tắm biển tại một vùng biển bất kỳ nào đó, điều trước hết họ cần phải biết đó là bãi biển này có được quản lý và cảnh báo tốt hay không, nơi tắm có an toàn không,... Điều này thường được thể hiện thông qua hình thức cảnh cáo bằng các pano, áp phích và biển cảnh báo bắt mắt, cùng sự hiện diện của các nhân viên cứu hộ chuyên nghiệp.

Van der Westhuysen (2013), Dusek và cộng sự (2014) đã phát triển mô hình dự báo dòng Rip cho hai địa điểm bên ngoài bờ Bắc Carolina (Kill Devil Hills và Emerald Isle) từ tháng 5 tới tháng 9 năm 2013 bằng mô hình NWPS. Kết quả mô phỏng được trích xuất dọc theo các đường đồng mức 5 m của miền tính ven bờ. Kết quả so sánh giữa các khả năng xuất hiện dòng Rip được mô phỏng và số trường hợp cứu hộ do dòng Rip cho thấy tỷ lệ tương đồng khá cao. Kết quả dự báo từ mô hình này có thể cải thiện các hướng

dẫn cho cả cơ quan cứu hộ và người dân nhằm giảm số trường hợp cứu nạn và tử vong do dòng Rip.

Ishikawa và cộng sự (2014) đã nghiên cứu đặc điểm của dòng Rip tại khu vực ven biển Nhật Bản, sử dụng phương pháp phân tích các báo cáo cứu hộ năm 2013 và khảo sát thực địa tại một số bãi biển. Dữ liệu cho thấy số lượng các tai nạn do dòng Rip, trong đó có trường hợp tử vong trung bình trong một năm là khoảng 300 ca, bắt đầu từ năm 2003 đến năm 2011. Tỷ lệ tử vong do dòng Rip ở mức 45% trong giai đoạn 2003 - 2013. Phân bố của các bãi biển với hơn 10 vụ tai nạn do dòng Rip vào năm 2013 cho thấy phần lớn các bãi biển đều nằm ở phía bờ Thái Bình Dương trong điều kiện sóng tương đối cao.

Arozarena và cộng sự (2015) phân tích các số liệu tử vong, độ cao sóng có nghĩa từ năm 2001 tới năm 2011 và số liệu hình thái ven bờ khu vực Costa Rica đã chỉ ra mối liên hệ giữa các ca tử vong do đuối nước với hoạt động của dòng Rip tại các vùng ven biển Costa Rica. Các ca tử vong do đuối nước phần lớn xảy ra vào những ngày mà độ cao sóng nằm trong khoảng trên dưới 1,5 m tại cả hai khu vực bờ biển Carribean và Thái Bình Dương. Tuy nhiên, chu kì sóng lại có sự khác biệt lớn, hầu hết các ca tử vong ở khu vực bờ biển Thái Bình Dương gắn với chu kì sóng dài hơn (13 s), so với chu kì sóng tương đối ngắn ở bờ biển Carribean (6 s). Kết quả phân tích kích cỡ hạt cát cũng cho thấy, 56% số ca tử vong do đuối nước xảy ra ở các khu vực bãi triều (1 < Ω < 6), đặc trưng bởi các kênh xoáy bán cố định. Nhìn chung, nghiên cứu được tiến hành trên một cơ sở dữ liệu lớn và đáng tin cậy, đưa đến những kết luận có giá trị thực tiễn cao, tuy nhiên, do chỉ phân tích số liệu tử vong, sóng, thủy triều và địa chất nên chưa thể khẳng định chắc chắn toàn bộ số ca tử vong do đuối nước đều gây ra bởi dòng Rip, vì vậy, kết quả nghiên cứu vẫn tồn tại tính chưa chắc chắn nhất định.

Barlas và Beji (2016) sử dụng phương pháp phân tích thống kê dựa trên bảng thực nghiệm nghiên cứu tỷ lệ tử vong

mailto:[email protected]


2 Nguyễn Thị Bảy, Phạm Văn Tiến, Lê Văn Khoa

do dòng Rip ở khu vực hiến binh ven bờ Biển Đen của Istanbul trong giai đoạn 2007-2012. Dữ liệu phân tích bao gồm tỷ lệ tử vong do dòng Rip, nguyên nhân, phân bố theo thời gian và không gian được tổng hợp và phân loại trên cơ sở các báo cáo sự kiện thiên tai của Bộ Tư lệnh Hiến binh Istanbul. Các báo cáo tử vong và các dữ liệu khí tượng được xem xét cùng nhau để xác định các ca tử vong đó có liên quan đến các dòng Rip hay không và sau đó kiểm tra mối tương quan có thể được thiết lập giữa các ca tử vong và các yếu tố khí tượng. Địa điểm vụ việc được lập bản đồ mô tả sự phân bố không gian của dòng Rip. Phân tích cho thấy rằng, 68% của tất cả các trường hợp tử vong do đuối nước có liên quan đến dòng Rip và trung bình có 33 người chết do dòng Rip mỗi năm tại khu vực ven bờ Biển Đen của Istanbul. 54% tỷ lệ tử vong nằm trong khoảng từ 18 đến 35 tuổi, trong đó tỷ lệ đàn ông tử vong cao gấp gần 7 lần so với phụ nữ. Số ca tử vong trong ngày nghỉ nhiều hơn bất kỳ ngày nào khác trong tuần. Tương ứng, số ca tử vong vào kỳ nghỉ hè nhiều hơn bất kỳ thời điểm nào khác trong năm. Nghiên cứu đã sử dụng phương pháp phân tích thống kê dựa trên nhiều nguồn số liệu đáng tin cậy, đưa ra được mối liên hệ chặt chẽ giữa dòng Rip và các yếu tố khí tượng, thủy động lực nhằm đánh giá mức độ nguy hiểm của hiện tượng này và đưa ra các kiến nghị nhằm giảm thiểu rủi ro cho người tắm biển.

Lê Đình Mầu (2012) đã đề xuất các tiêu chí phân cấp

nguy hiểm của dòng Rip theo độ cao sóng và độ lớn dòng

Rip cho khu vực một số bãi biển tại tỉnh Khánh Hòa.

2. Phương pháp nghiên cứu

Như đã phân tích ở trên, có nhiều nghiên cứu ngoài

nước về tai nạn đuối nước có liên quan đến dòng Rip, tuy

nhiên các nghiên này chưa đề cập đến các chỉ số để phân

cấp nguy cơ của dòng Rip. Trong bài báo này, khi phân

vùng nguy cơ dòng Rip cho các bãi biển Đà Nẵng, chúng

tôi đã tham khảo tiêu chí phân cấp mức độ nguy hiểm của

dòng Rip theo độ lớn dòng Rip do TS. Lê Đình Mầu đề

xuất năm 2012, bên cạnh đó chúng tôi cũng tham khảo một

số công bố trên thế giới tại các website [8, 9, 10, 11].

Bảng 1. Phân cấp mức độ nguy hiểm của dòng Rip [2]

TT

Cấp

nguy

hiểm

Mô tả Màu

sắc

1 Không Biển lặng (Độ cao sóng Hs ≤ 0,25 m;

Dòng Rip ≤ 0,3 m/s; không có hố sâu; bãi

thoải)

Không

màu

2 Thấp Điều kiện sóng và gió không đủ hình thành

dòng Rip, tuy nhiên, thỉnh thoảng dòng Rip

có thể xuất hiện, đặc biệt tại vị trí có các

thuỷ công trình (kè, cảng,...) hoặc nơi có

bãi biển dốc, hố sâu,... (Độ cao sóng Hs ≤

0, 7 m; Dòng Rip ≤ 0,5 m/s)

Màu

xanh

3 Trung

bình

Điều kiện sóng và gió hình thành dòng Rip,

chỉ người biết bơi mới được xuống nước.

(Độ cao sóng Hs ≤ 1,2 m; Dòng Rip ≈ 0,7

- 1,0 m/s)

Màu

vàng

4 Cao Điều kiện sóng và gió hình thành dòng Rip

mạnh, nguy hiểm cho bất cứ ai xuống nước.

(Độ cao sóng Hs ≥ 1,2 m; Dòng Rip > 1,0

m/s)

Màu

đỏ

Sử dụng kết quả tính toán tốc độ dòng chảy (dòng Rip)

bằng mô hình Mike Couple [1] làm số liệu đầu vào và so

sánh với các tiêu chí ở trên để phân cấp mức độ nguy hiểm

của dòng Rip cho từng khu vực ven biển Đà Nẵng. Các

kịch bản tính toán được xây dựng dựa trên kết quả thống

kê sóng và gió ngoài khơi biển Đà Nẵng.

Các kịch bản tính toán được mô tả trong Bảng 2.

Bảng 2. Các kịch bản tính toán

TT Tên kịch

bản Tháng

Điều kiện biên sóng Điều kiện gió

H T Ds Vg Dg

1 ĐN1-1 1 1,1 8 45 6,6 45

2 ĐN1-2 1 1,5 11 45 7,2 45

3 ĐN1-3 1 2,0 11 45 8,8 45

4 ĐN1-4 1 1,0 8 90 6,3 90

5 ĐN2-1 2 1,1 8 45 6,5 45

6 ĐN2-2 2 1,9 11 45 8,9 45

7 ĐN2-3 2 1,0 8 90 6,2 90

8 ĐN3-1 3 1,1 8 45 6,2 45

9 ĐN3-2 3 1,9 11 45 6,9 45

10 ĐN3-3 3 1,0 8 90 6,2 90

11 ĐN3-4 3 1,0 8 135 6,2 135

12 ĐN4-1 4 1,0 8 45 6,3 45

13 ĐN4-2 4 1,8 11 45 8,7 45

14 ĐN4-3 4 0,6 11 90 4,4 90

15 ĐN4-4 4 0,9 8 90 6,0 90

16 ĐN4-5 4 0,9 8 135 6,4 135

17 ĐN5-1 5 0,6 8 90 4,3 90

18 ĐN5-2 5 0,6 8 135 4,5 135

19 ĐN5-3 5 1,0 8 135 6,1 135

20 ĐN6-1 6 0,5 8 135 4,4 135

21 ĐN7-1 7 0,5 8 135 4,3 135

22 ĐN8-1 8 0,5 8 90 4,2 90

23 ĐN8-2 8 0,5 8 135 4,3 135

24 ĐN9-1 9 0,6 8 45 4,2 45

25 ĐN9-2 9 1,0 8 45 6,2 45

26 ĐN9-3 9 0,5 8 90 4,1 90

27 ĐN9-4 9 0,5 8 135 4,3 135

28 ĐN10-1 10 1,1 8 45 6,5 45

29 ĐN10-2 10 1,9 11 45 9,0 45

30 ĐN11-1 11 1,1 8 45 6,7 45

31 ĐN11-2 11 2,0 11 45 9,0 45

32 ĐN12-1 12 1,1 8 45 6,6 45

33 ĐN12-2 12 2,0 11 45 8,8 45

34 ĐN12-3 12 3,0 11 45 12,4 45

Ghi chú: H(m), T(s), Ds(độ): lần lượt là độ cao, chu kỳ

và hướng sóng; Vg(m/s), Dg(độ): tốc độ và hướng gió.

Kết quả tính toán được phân tích, thống kê và đánh giá

theo 16 vùng nhỏ (Hình 1), trong đó các vùng từ I đến VI

thuộc vịnh Đà Nẵng, các vùng còn lại từ VII đến XVI thuộc

bãi biển phía Nam, giới hạn từ Nam bán đảo Sơn Trà đến

hết vùng ven biển Đà Nẵng (dọc các đường Hoàng Sa, Võ

Nguyên Giáp và Trường Sa, sau này gọi chung là bãi biển

Hoàng Sa - Trường Sa).

- Vùng I: phía Bắc sông Cu Đê (vịnh Kim Liên);

- Vùng II: Nam sông Cu Đê - Xuân Thiều 11;

- Vùng III: từ đường Xuân Thiều 11 - Phan Văn Định;

- Vùng IV: từ đường Phan Văn Định - Nguyễn Sinh Sắc;

- Vùng V: từ đường Nguyễn Sinh Sắc - Đặng Đình Vân;


- Vùng VI: từ đường Đặng Đình Vân - Tôn Thất Đạm;

- Vùng VII: từ Nam bán đảo Sơn Trà - Hồ Ngọc Lãm;

- Vùng VIII: từ đường Hồ Ngọc Lãm - Đông Kinh Nghĩa

Thục;

- Vùng IX: từ đường Đông Kinh Nghĩa Thục - Võ Văn

Kiệt;

- Vùng X: từ đường Võ Văn Kiệt - Phan Tứ;

- Vùng XI: từ đường Phan Tứ - Bãi tắm T20;

- Vùng XII: từ đường Bãi tắm T20 - Minh Mạng;

- Vùng XIII: từ đường Minh Mạng - Phạm Hữu Nhật;

- Vùng XIV: từ đường Phạm Hữu Nhật - Võ Quý Huân;

- Vùng XV: từ đường Võ Quý Huân - Mangla Zen Garden

Resort;

- Vùng XVI: từ Mangla Zen Garden Resort - Điện Dương.

Hình 1. Sơ đồ phân vùng tính dòng Rip ven biển Đà Nẵng

3. Kết quả nghiên cứu và thảo luận

Các kết quả tính toán về độ lớn và sự xuất hiện dòng

Rip đã được khẳng định trong nghiên cứu khoa học cơ bản

“Nghiên cứu lập bản đồ khoanh vùng dòng Rip, phục vụ

quy hoạch và phát triển du lịch biển thành phố Đà Nẵng”

và đã được công bố một phần trong [1].

Trong nghiên cứu này, các tác giả tập trung tính toán và

phân loại nguy cơ dòng Rip trong khu vực.

Kết quả nghiên cứu cho thấy, trong cùng điều kiện độ

cao và chu kỳ sóng tại biên ngoài khơi, dòng Rip hoạt động

mạnh hơn trong trường hợp sóng hướng Đông, Đông Bắc

so với sóng hướng Đông Nam. Vị trí xuất hiện dòng Rip

cũng thay đổi theo hướng sóng. Khi độ cao sóng tăng lên,

độ lớn dòng Rip cũng gia tăng. Thủy triều cũng có những

ảnh hưởng mạnh mẽ đến dòng Rip, tốc độ dòng Rip được

tăng cường trong pha triều xuống và ngược lại. Dòng Rip

ở vịnh Đà Nẵng nhỏ hơn so với ở bãi biển Hoàng Sa –

Trường Sa.

Bảng 3 dưới đây trình bày tổng hợp kết quả tính dòng

Rip và độ cao sóng lớn nhất theo 34 kịch bản trong Bảng 2

và nguy cơ của dòng Rip được phân cấp theo các tiêu chí

trong Bảng 1.

Bảng 3. Kết quả tính toán tốc độ dòng Rip lớn nhất, độ cao sóng

lớn nhất và nguy cơ dòng Rip ven biển Đà Nẵng

Vùng Vmax

(m/s)

Hmax

(m) R

Vmax

(m/s)

Hmax

(m) R

Tháng 9 ứng với kịch bản 24

Các tháng 1, 2, 3, 4, 9,

10, 11, 12 ứng với các

kịch bản 1, 5, 8, 12, 25,

28, 30, 32

I 0,12 0,41 Kh 0,15 0,59 Kh

II 0,12 0,52 Kh 0,21 0,70 Kh

III 0,11 0,54 Kh 0,20 0,76 Kh

IV 0,15 0,51 Kh 0,23 0,73 Kh

V 0,08 0,43 Kh 0,16 0,57 Kh

VI 0,06 0,36 Kh 0,11 0,44 Kh

VII 0,10 0,21 Kh 0,13 0,32 Kh

VIII 0,10 0,32 Kh 0,17 0,46 Kh

IX 0,13 0,43 Kh 0,19 0,63 Kh

X 0,10 0,45 Kh 0,15 0,64 Kh

XI 0,13 0,55 Kh 0,19 0,81 Kh

XII 0,15 0,59 Kh 0,18 0,88 Kh

XIII 0,17 0,61 Kh 0,25 0,96 Kh

XIV 0,24 0,64 Kh 0,38 1,00 Th

XV 0,22 0,63 Kh 0,26 0,96 Kh

XVI 0,20 0,66 Kh 0,44 1,05 Th


Các tháng 1, 2, 3, 4, 10,

11, 12 ứng với các kịch

bản 3, 6, 9, 13, 29, 31, 33

I 0,17 0,78 Kh 0,21 0,94 Kh

II 0,29 0,90 Kh 0,37 1,09 Th

III 0,29 0,96 Kh 0,35 1,10 Th

IV 0,30 0,89 Th 0,37 1,04 Th

V 0,24 0,76 Kh 0,30 0,93 Th

VI 0,16 0,57 Kh 0,20 0,68 Kh

VII 0,17 0,45 Kh 0,22 0,56 Kh

VIII 0,24 0,64 Kh 0,30 0,84 Kh

IX 0,24 0,86 Kh 0,33 1,08 Th

X 0,22 0,88 Kh 0,40 1,08 Th

XI 0,24 1,12 Kh 0,32 1,38 Th

XII 0,21 1,19 Kh 0,29 1,48 Kh

XIII 0,34 1,27 Th 0,55 1,64 TB

XIV 0,53 1,36 TB 0,60 1,64 TB

XV 0,30 1,32 Kh 0,41 1,66 Th

XVI 0,71 1,46 Ca 0,77 1,80 Ca


Các tháng 4, 5, 8, 9 ứng

với các kịch bản 14, 17,

22, 26

I 0,26 1,26 Kh 0,10 0,37 Kh

II 0,52 1,75 TB 0,14 0,38 Kh

III 0,50 1,70 TB 0,06 0,31 Kh

IV 0,57 1,64 TB

V 0,53 1,44 TB

VI 0,42 1,10 Th

VII 0,29 0,88 Kh 0,06 0,28 Kh

VIII 0,39 1,31 Th 0,12 0,53 Kh

IX 0,48 1,55 Th 0,21 0,59 Kh

X 0,63 1,51 TB 0,11 0,55 Kh

XI 0,38 1,89 Th 0,28 0,56 Kh

XII 0,40 2,16 Th 0,12 0,59 Kh

XIII 0,70 2,48 TB 0,19 0,60 Kh


Vùng Vmax

(m/s)

Hmax

(m) R

Vmax

(m/s)

Hmax

(m) R

XIV 0,63 2,14 TB 0,23 0,61 Kh

XV 0,50 2,46 TB 0,15 0,64 Kh

XVI 0,78 2,31 Ca 0,29 0,56 Kh

Các tháng 4, 5, 8, 9 ứng với các

kịch bản 4, 7, 10, 15

Các tháng 5, 6, 7, 8, 9

ứng với các kịch bản 18,

20, 21, 23, 25

I 0,13 0,52 Kh

II 0,11 0,56 Kh

III 0,09 0,46 Kh

IV

V

VI

VII 0,10 0,43 Kh 0,24 0,44 Kh

VIII 0,22 0,87 Kh 0,20 0,52 Kh

IX 0,25 1,03 Kh 0,21 0,48 Kh

X 0,28 0,92 Kh 0,13 0,43 Kh

XI 0,40 0,96 Th 0,12 0,40 Kh

XII 0,30 0,99 Kh 0,11 0,41 Kh

XIII 0,42 1,00 Th 0,12 0,37 Kh

XIV 0,43 1,05 Th 0,14 0,32 Kh

XV 0,36 1,10 Th

XVI 0,45 0,94 Th

Các tháng 3, 4, 5 ứng với các kịch

bản 11, 16, 19

I

II

III

IV

V

VI

VII 0,35 0,78 Th

VIII 0,28 0,83 Kh

IX 0,38 0,76 Th

X 0,13 0,69 Kh

XI 0,11 0,58 Kh

XII 0,20 0,66 Kh

XIII 0,29 0,60 Kh

XIV 0,12 0,59 Kh

XV

XVI

Ghi chú:

- Vmax: vận tốc dòng Rip lớn nhất;

- Hmax: độ cao sóng lớn nhất vùng ven bờ;

- R: nguy cơ dòng Rip (Kh - không nguy hiểm, Th - nguy cơ

cấp thấp, Tb - nguy cơ trung bình, Ca - nguy cơ cao).

Kết quả tính toán cho thấy dòng Rip khu vực ven biển

Đà Nẵng khá phức tạp, dòng Rip có sự biến đổi cả về độ

lớn và vị trí xuất hiện theo các điều kiện sóng ngoài khơi

(theo sự hoạt động của gió mùa trong năm).

- Tháng 1: Sóng trong khu vực chủ yếu có hướng

Đông Bắc và Đông. Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ

1,4 - 2,7 m chiếm tới 56,1%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 17,1%.

Sóng hướng Đông chủ yếu có độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm

12,1%.

Trong trường hợp sóng hướng Đông Bắc, độ cao sóng

ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không có nguy

cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy

cơ dòng Rip ở mức thấp; độ cao sóng ~1,5m, vùng biển

vịnh Đà Nẵng có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp, vùng biển

Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp

đến cao. Trong trường hợp sóng hướng Đông, độ cao sóng

~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ dòng

Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng

Rip ở mức thấp.

- Tháng 2: Sóng trong khu vực chủ yếu có hướng Đông

Bắc và Đông. Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 1,4 - 2,7

m chiếm tới 39,7%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 14,6%. Sóng

hướng Đông chủ yếu có độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm 25,4%.

Nguy cơ dòng Rip trong khu vực tương tự tháng 1.

- Tháng 3: Sóng trong khu vực bị phân tán nhiều hướng,

các hướng chiếm ưu thế là Đông Bắc, Đông và Đông Nam.

Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 1,4 - 2,7 m chiếm tới

24,3%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 11,7%. Sóng hướng Đông chủ

yếu có độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm 24,9%. Sóng hướng

Đông Nam chủ yếu có độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm 22,1%.

Nguy cơ dòng Rip trong khu vực tương tự tháng 1 và

2 đối với các sóng có hướng Đông Bắc và Đông. Trong

trường hợp sóng hướng Đông Nam độ cao sóng ngoài

khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ

dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ

dòng Rip ở mức thấp.


các hướng chiếm ưu thế là Đông Bắc, Đông và Đông Nam.

Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 1,4 - 2,7 m chiếm tới

10,6%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 12,6%. Sóng hướng Đông có

độ cao từ 0,7 - 1,4 m chiếm 20,7%, có độ cao từ 0,4 - 0,7

m chiếm 12,8%. Sóng hướng Đông Nam chủ yếu có độ cao

từ 0,7 - 1,4 m chiếm 28,0%.

Trong trường hợp sóng hướng Đông Bắc: độ cao

sóng ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không

có nguy cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa

có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp; độ cao sóng ~1,5 m,

vùng biển vịnh Đà Nẵng có nguy cơ dòng Rip ở mức

thấp, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng

Rip ở mức thấp đến cao. Trong trường hợp sóng hướng

Đông, độ cao sóng ~0,5 m không có nguy cơ dòng Rip

ở cả vùng ven biển Đà Nẵng; độ cao sóng ~1m, vùng

biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng

biển Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức

thấp. Trong trường hợp sóng hướng Đông Nam, độ cao

sóng ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng không

có nguy cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa

có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp.


Đông và Đông Nam. Sóng hướng Đông chủ yếu có độ cao

từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 21,0%. Sóng hướng Đông Nam

có độ cao từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 32,5%, có độ cao từ 0,7

- 1,4 m chiếm 12,9%.

Trong trường hợp sóng hướng Đông, độ cao sóng ~0,5

m không có nguy cơ dòng Rip ở cả vùng ven biển Đà Nẵng.

Trong trường hợp sóng hướng Đông Nam, độ cao sóng

~0,5 m không có nguy cơ dòng Rip ở cả vùng ven biển Đà

Nẵng, độ cao sóng ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà

Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa -

Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp.


Hình 2. Bản đồ phân vùng nguy cơ dòng Rip tháng 5


Nam và Nam. Sóng hướng Đông Nam chủ yếu có độ cao

từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 33,5%. Sóng hướng Nam chủ yếu

có độ cao từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 29,1%.

Toàn bộ vùng biển Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip.












các hướng chiếm ưu thế là Đông Bắc và Đông. Sóng hướng

Đông Bắc có độ cao từ 0,4 - 0,7 m chiếm tới 18,0%, từ 0,7

- 1,4 m chiếm 16,1%. Sóng hướng Đông chủ yếu có độ cao

từ 0,4 - 0,7 m chiếm 18,9%.

Trong trường hợp sóng hướng Đông Bắc, độ cao sóng

~0,5 m không có nguy cơ dòng Rip ở cả vùng ven biển Đà

Nẵng; độ cao sóng ngoài khơi ~1 m, vùng biển vịnh Đà

Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng biển Hoàng Sa -

Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp. Trong trường

hợp sóng hướng Đông Nam, không có nguy cơ dòng Rip ở

cả vùng ven biển Đà Nẵng.

- Tháng 10: Sóng biển trong khu vực chủ yếu có hướng

Đông Bắc. Sóng hướng Đông Bắc có độ cao từ 1,4 - 2,7 m

chiếm tới 43,4%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 24,4%.

Trong trường hợp độ cao sóng ngoài khơi ~1 m, vùng

biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng biển

Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp;

độ cao sóng ~2 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng có nguy cơ

dòng Rip ở mức thấp, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có

nguy cơ dòng Rip ở mức thấp đến cao.



chiếm tới 56,9%, từ 0,7 - 1,4 m chiếm 15,3%.

Nguy cơ dòng Rip tương tự tháng 10.

- Tháng 12: Sóng biển trong khu vực chủ yếu có hướng


chiếm tới 10,4%, từ 1,4 - 2,7 m chiếm tới 62,3%, từ 0,7 -

1,4 m chiếm 10,4%.

Trong trường hợp độ cao sóng ngoài khơi ~1 m, vùng

biển vịnh Đà Nẵng không có nguy cơ dòng Rip, vùng biển

Hoàng Sa - Trường Sa có nguy cơ dòng Rip ở mức thấp;

độ cao sóng ~2 m, vùng biển vịnh Đà Nẵng có nguy cơ

dòng Rip ở mức thấp, vùng biển Hoàng Sa - Trường Sa có

nguy cơ dòng Rip ở mức thấp đến cao, trong đó mức nguy

cơ trung bình chiếm ưu thế.

Hình 3. Bản đồ phân vùng nguy cơ dòng Rip tháng 12

Như vậy có thể phân chia thời kỳ mức độ nguy hiểm của

dòng Rip vùng ven biển Đà Nẵng thành các thời kỳ như sau:

- Thời kỳ biển động (độ cao sóng từ 2 m trở lên): độ lớn

dòng Rip vùng ven biển đường Hoàng Sa - Trường Sa lớn

nhất, hầu như đều đạt trên 0,70 m/s, điểm có độ lớn Rip lớn

nhất có thể trên 0,90 m/s. Trong điều kiện này, bãi biển

không còn an toàn cho người tắm biển. Thời kỳ biển động

thường xuất hiện vào các tháng mùa Đông khi gió mùa

Đông Bắc hoạt động mạnh, cụ thể là các tháng 10, 11, 12,

tháng 1, 2, và 3 năm sau. Ngoài ra cũng cần lưu ý, biển

động cũng có thể xuất hiện vào đầu thời kỳ gió mùa mùa

hè như tháng 4, tháng khởi đầu của mùa du lịch và trong

trường hợp có ảnh hưởng của xoáy thuận nhiệt đới.

- Thời kỳ biển động trung bình (độ cao sóng từ 1 m đến

dưới 2 m): Thời kỳ này thường là các tháng 4 và tháng 9,

là hai thời kỳ chuyển mùa trong năm. Đây là khoảng thời

gian tương đối an toàn cho các bãi biển, dòng Rip xuất hiện

nhưng với độ lớn trung bình hoặc yếu, cá biệt có một số

trường hợp có Rip mạnh.

- Thời kỳ biển lặng (độ cao sóng dưới 1 m): Thời kỳ

này thường là các tháng 4, 5, 6, 7, 8 và 9. Đây là thời kỳ an

toàn nhất cho các bãi biển, dòng Rip không xuất hiện hoặc

xuất hiện tại một số ít vị trí và với độ lớn rất yếu.

4. Kết luận

Nguy cơ dòng Rip ven biển Đà Nẵng phụ thuộc chặt

chẽ vào điều kiện sóng ngoài khơi (điều kiện thời tiết của

khu vực).

- Tháng 1, 2, 3, 4: ven biển vịnh Đà Nẵng từ an toàn

(không có nguy cơ Rip, có nhưng không gây nguy hiểm)

đến nguy cơ thấp, ven biển Hoàng Sa - Trường Sa từ an


toàn đến nguy cơ cao;

- Tháng 5, 9: ven biển vịnh Đà Nẵng an toàn, ven biển

Hoàng Sa - Trường Sa từ an toàn đến nguy cơ thấp;

- Tháng 6, 7, 8: ven biển Đà Nẵng an toàn;

- Tháng 10, 11: ven biển vịnh Đà Nẵng từ an toàn đến

nguy cơ thấp, ven biển Hoàng Sa - Trường Sa từ an toàn

đến nguy cơ cao;

- Tháng 12: ven biển vịnh Đà Nẵng từ an toàn đến nguy

cơ trung bình, ven biển Hoàng Sa - Trường Sa từ an toàn

đến nguy cơ cao.

Các kết quả trên chỉ tính cho trường hợp độ cao sóng

theo các hướng có tần suất trên 10%, độ cao sóng lớn hơn

có tần suất nhỏ hơn 10% chưa được tính đến.

Lời cảm ơn

Nghiên cứu được tài trợ bởi Sở Khoa học và Công nghệ

TP. Đà Nẵng trong khuôn khổ đề tài nghiên cứu khoa học cơ

bản “Nghiên cứu lập bản đồ khoanh vùng dòng Rip, phục vụ

quy hoạch và phát triển du lịch biển thành phố Đà Nẵng”.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Lê Văn Khoa, Phạm Văn Tiến, “Nghiên cứu dòng Rip ven biển Đà Nẵng bằng mô hình Mike Couple”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ

Đại học Đà Nẵng, số 5(114), 2017, trang 52-55.

[2] Lê Đình Mầu, Điều tra, đánh giá hiện tượng dòng Rip (Rip current) tại

các bãi tắm Khánh Hòa, xác định nguyên nhân và đề xuất các giải pháp phòng tránh, Báo cáo tổng hợp đề tài hợp đồng với tỉnh Khánh Hòa

(2010-2012).

[3] Arozanera I., Houser C., Echeverria A.G., Brannstrom C, “The Rip

current hazard in Costa Rica”, Nat Hazards, Vol. 77, Iss. 2, 2015,

pp. 753-768.

[4] Barlas B., Beji S., “Rip current fatalities on the Black Sea beaches

of Istanbul and effects of cultural aspects in shaping the incidents”, Nat Hazards, Vol. 80, Iss. 2, 2016, pp. 811–821, doi

10.1007/s11069-015-1998-x.

[5] Dusek G., Van der Westhuysen A. J., Gibbs A., King D., Kennedy

S., Padilla-Hernandez R., Seim H., Elde D., Coupling a Rip current forecast model to the nearshore wave prediction system, Proc. 94th

American Meteorological Society Annual Meeting, 2014.

[6] Ishikawa T., Komine T., Aoki S. I., Okabe T., “Characteristics of

Rip Current Drowning on the Shores of Japan”, Journal of Coastal

Research, Special Issue 72 - The 3rd International Rip Current Symposium, 2014, pp. 44-49.

[7] Van der Westhuysen A. J., Padilla-Hernandez R., Santos P., Gibbs

A., Gaer, T. Nicolini D., Tjaden S., Devaliere E.M., Tolman H.L.,

Development and validation of the Nearshore Wave Prediction

System, Proc. 93rd AMS Annual Meeting, Am. Meteor. Soc., Austin, TX., 2013.

[8] https://www.weather.gov/mlb/Ripcurrent_threat

[9] http://www.weather.gov/beach/okx

[10] https://www.weather.gov/phi/surfRip4

[11] http://www.Ripcurrents.noaa.gov/forecasts.shtml

(BBT nhận bài: 08/01/2018, hoàn tất thủ tục phản biện: 25/01/2018)


KHẢO SÁT MÔI TRƯỜNG ĐẤT BẰNG PHƯƠNG PHÁP ẢNH ĐIỆN 2D-3D,

NGHIÊN CỨU CỤ THỂ TẠI CÁC TUYẾN ĐƯỜNG QUẬN NGŨ HÀNH SƠN,

TP. ĐÀ NẴNG

GEOLOGICAL SURVEY VIA ELECTRICAL GRAPHICS 2,3-DIMENSIONAL METHOD,

A CASE STUDY AT NGU HANH SON DISTRICT, DANANG CITY

Lê Phước Cường1, Lương Văn Thọ2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected] 2Trường Đại học Sư phạm - Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo trình bày các kết quả nghiên cứu đặc điểm, thành phần môi trường đất tại ba tuyến đo tại khu vực dân cư mới thuộc quận Ngũ Hành Sơn, thành phố Đà Nẵng. Có khoảng 231 điểm dữ liệu được thu thập trên 3 tuyến đo có chiều dài khoảng 22 m, trên diện tích khoảng 220 m2, tại khu vực góc hướng Đông-Nam ngã tư trục đường Đoàn Khuê và Lê Hữu Khánh, thuộc quận Ngũ Hành Sơn. Kết quả phân tích cho thấy, tại khu vực này ở độ sâu nghiên cứu cấu trúc địa chất cơ bản phân thành hai lớp với các đặc điểm phân bố nước ngầm và các thành phần vật chất khác nhau. Cụ thể, tại vị trí ở độ sâu khoảng 3 m theo trục Oz, theo trục Oy khoảng 8 m và theo trục Ox khoảng 10 m có mật độ nước ngầm lớn hơn so với các vị trí khác, tại vị trí của tuyến đo 2 thì lớp địa chất san lấp gồm đất đỏ bazan, đất sét xám đen, trộn lẫn với cát và sa thạch vụn dày hơn so với hai tuyến đo còn lại.

Abstract - This article presents the study results of soil characteristics at three sites in the new residential area of Ngu Hanh Son district, Da Nang city. About 231 data points were collected on three lines measuring 22 m in length, on an area of about 220 m2, at the South-East corner of Doan Khue and Le Huu Khanh streets of Ngu Hanh Son district. Analytical results show that in this area in depth study, the basic geological structure is divided into two classes with the characteristics of groundwater distribution and different material composition. Specifically, at a depth of about 3 m along the Oz axis, along axis Oy of about 8 m and along the axis Ox of about 10 m, the groundwater density is greater than that at other locations. At the location of line 2, geological layer is filled with red basalt, black gray clay, mixed with sand and crushed sandstone thicker than that at the other two lines.

Từ khóa - địa chất; ảnh điện 2D; ảnh điện 3D; giải đoán; quận Ngũ Hành Sơn

Key words - geology; electrical graphics 2D; electrical graphics 3D; interpretation; Ngu Hanh Son district

1. Đặt vấn đề

Trong giai đoạn hiện nay, trước những ảnh hưởng của

cuộc cách mạng công nghiệp lần thứ tư, sự phát triển khoa

học công nghệ ứng dụng trong thực tiễn môi trường xã hội

đang diễn ra khắp toàn cầu, và Việt Nam cũng không nằm

ngoài sự ảnh hưởng đó. Tại thành phố Đà Nẵng, trong

những năm gần đây đã và đang phát triển mạnh mẽ cơ sở

hạ tầng, kiến trúc thượng tầng trong quá trình đô thị hóa.

Để có sự ổn định, bền vững, cũng như đảm bảo sức khoẻ

môi trường, sức khoẻ công trình thì cần phải áp dụng các

công nghệ, máy móc kỹ thuật vào đo đạc, khảo sát nền địa

chất để đưa ra các thông số cơ bản trước khi xây dựng các

hệ thống ngầm. Hiện nay, các phương pháp phổ biến

thường được sử dụng đó là khoan lấy mẫu, nén thủy lực cơ

học đất,… Tuy nhiên, các phương pháp này không cho cái

nhìn bao quát và tổng thể về khu vực địa chất khảo sát, bên

cạnh đó, ở góc độ tác động thì nó có thể phá vỡ cấu trúc địa

chất tự nhiên của khu vực, điều này cũng có thể ảnh hưởng

rất lớn đến sức khoẻ môi trường đất [1], [2]. Trước tình

hình đó, nhóm tác giả đã nghiên cứu, áp dụng phương pháp

ảnh điện 2D-3D vào việc đo đạc, khảo sát bức tranh tổng

thể của nền địa chất ban đầu và đã triển khai thực hiện

nghiên cứu: “Khảo sát môi trường đất bằng phương pháp

ảnh điện 2D-3D, nghiên cứu cụ thể tại các tuyến đường

quận Ngũ Hành Sơn, Tp. Đà Nẵng”.

2. Đối tượng va phương phap

2.1. Đối tượng

Tham số quan trọng nhất trong nghiên cứu ảnh điện 2D-

3D là giá trị điện trở suất của đất đá (trong hệ đo lường SI,

điện trở suất được ký hiệu là ρ, thứ nguyên là Ohm.m).

Tham số điện trở suất đặc trưng về tính chất dẫn điện của

môi trường và tính chất này phụ thuộc vào thành phần

khoáng vật, thạch học, cấu trúc, điều kiện lịch sử tạo thành

và thế nằm của đất đá. Để có cái nhìn khách quan về tính

chất dẫn điện của đất, đá dưới mặt đất, Keller, Frischknecht

(1966) và Daniels, Alberty (1966) đã đưa ra bảng số liệu

thực nghiệm điện trở suất được trình bày trong Bảng 1 [3].

Điện trở suất của các đá xâm nhập và biến chất thường

có giá trị rất cao, giá trị điện trở suất của các loại đá này

phụ thuộc nhiều vào độ nứt nẻ và mức độ chứa nước trong

các đới nứt nẻ đó. Giá trị của điện trở suất ứng với mỗi loại

đất đá có thể thay đổi trong một giới hạn khá rộng, từ hàng

triệu Ω.m đến nhỏ hơn một Ω.m. Các đá trầm tích thường

có độ xốp và độ chứa nước cao hơn nên có giá trị điện trở

suất thấp hơn so với các đá thâm nhập và đá biến chất, giá

trị điện trở suất của các đá này thường thay đổi trong

khoảng từ 10 Ω.m đến 10.000 Ω.m, hầu hết đều có giá trị

nhỏ hơn 1.000 Ω.m, giá trị của điện trở suất phụ thuộc rất

lớn vào độ xốp, độ chứa nước của đá và đặc biệt là độ

khoáng hóa của nước chứa trong các lỗ rỗng [4].

Các trầm tích bở rời không gắn kết thường có giá trị

điện trở suất thấp hơn các đá trầm tích với giá trị thay đổi

từ vài Ω.m đến nhỏ hơn 1.000 Ω.m. Giá trị điện trở suất

của chúng phụ thuộc vào độ xốp (các trầm tích chứa nước

bão hòa) và hàm lượng các khoáng vật sét, đất sét thường

có giá trị điện trở suất thấp hơn đất cát. Giá trị điện trở suất

của nước dưới đất dao động trong khoảng từ 10 đến 100

Ω.m, phụ thuộc vào hàm lượng các muối hoà tan có trong

đất. Chú ý rằng, điện trở suất của nước biển rất thấp

(khoảng 0,2 Ω.m) do hàm lượng muối cao. Điều này giúp

cho phương pháp thăm dò điện trở thành một kỹ thuật khá

8 Lê Phước Cường, Lương Văn Thọ

lý tưởng trong việc đo vẽ bản đồ xác định ranh giới nhiễm

mặn ở các vùng duyên hải [5].

Bảng 1. Điện trở suất của một số đất, đá, khoáng vật và

hóa chất phổ biến [3]

Vật liệu Điện trở suất

(Ωm)

Độ dẫn điện

(1/Ωm)

Nham thạch và đá biến

chất:

- Granite (đá granit)

- Basalt (đá bazan)

- Slate (đá phiến)

- Marble (đá cẩm thạch)

- Quartzite (thạch anh)

5.103 - 106

103 - 106

6.102 - 4.107

102 - 2,5.108

102 - 2.108

10-6 - 2.10-4

10-6 - 10-3

2,5.10-8 - 1,7.10-3

4.10-9 - 10-2

5.10-9 - 10-2

Trầm tích:

- Sandstone (sa thạch)

- Shale (đá phiến sét)

- Limestone (đá vôi)

8 - 4.103

20 - 2.103

50 - 4.102

2,5.10-4 - 0,125

5.10-4 - 0,05

2,5.10-3 - 0,02

Đất và nước:

- Clay (đất sét)

- Alluvium (đất phù sa)

- Goundwater (nước ngầm)

- Sea water (nước biển)

1 - 100

10 - 800

10 - 100

0,2

0,01 - 1

1,25.10-3 - 0,1

0,01 - 0,1

5

Hóa chất:

- Iron (sắt)

- 0,01 phân tử gam KCl

- 0,01 phân tử gam NaCl

- 0,01M axit Axetic

- Xylene

9,074.10-8

0,708

0,843

6,13

6,998.1016

1,102.107

1,413

1,185

0,163

1,429.10-17

Giá trị điện trở suất của một số loại vật liệu hoặc hóa

chất ô nhiễm công nghiệp cũng đã được trình bày trong

Bảng 1. Một số kim loại như sắt có giá trị điện trở suất rất

thấp. Các hoá chất điện phân mạnh như KCl và NaCl có

thể làm giảm một cách đáng kể điện trở suất của nước dưới

đất đến một giá trị nhỏ hơn 1Ω.m ngay cả khi các hóa chất

này có hàm lượng tương đối thấp, đó là những đặc tính giúp

ta có thể khảo sát khả năng tích tụ và sự dịch chuyển ô

nhiễm về các hóa chất công nghiệp trong nền địa chất trong

khảo sát về môi trường [6, 7].

2.2. Phương pháp nghiên cứu

2.2.1. Nghiên cứu thuyết ảnh điện 2D

Trong thăm dò ảnh điện 2D, định luật Ohm chi phối sự

truyền dẫn trong dòng điện môi trường địa chất. Dạng vi

phân của định luật Ohm trong môi trường liên tục:

( )J U E (1)

Trong phương pháp thăm dò điện, người ta thường

dùng1

0

là điện dẫn suất (hay độ dẫn điện) của môi

trường, J là mật độ dòng diện dẫn tại một điểm đang xét

trong môi trường, E là cường độ điện trường tại một điểm

đang quan sát trong môi trường.

Trong hầu hết các phương pháp thăm dò điện, nguồn

điện thường có dạng nguồn điểm. Trong trường hợp này,

xét một phần tử có thể tích DV bao quanh một nguồn dòng

điện I tại vị trí III zyx ,, , khi đó phương trình mô tả

quan hệ giữa cường độ dòng và mật độ dòng có dạng:

Ñ.J =I

DVd(x- xI )d(y- yI )d(z- zI ) (2)

(2) là công thức mà Dey và Morrison sử dụng trong

thăm dò ảnh điện 2D năm 1979, trong đó, là hàm Delta

Dirac với các tính chất sau:

, 0( ) ; ( ) ( ).

0, 0

( ) 1; ( ) ( ) (0), ( ).

( ) ( ) ( ), ( ).I I

xx x x

x

x dx U x x dx U U x

U x x x dx U x U x

•

•

(1) và (2) ta viết lại:

. , , , , I I I

Ix y z U x y z x x y y z z

V

(3)

Phương trình (3) là phương trình cơ bản mô tả sự phân

bố điện thế trong môi trường do một nguồn dòng điểm gây

ra. Có nhiều kỹ thuật phát triển để giải phương trình này

cho bài toán thuận và bài toán ngược trong thăm dò trường

điện không đổi.

2.2.2. Nghiên cứu thực nghiệm

a. Nghiên cứu cấu hình thiết bị Wenner-alpha đo điện

trở suất biểu kiến

Sự phân bố điện trở suất cũng như đặc điểm và cấu

trúc địa chất của môi trường bên dưới mặt đất sẽ tạo ra

một dáng điệu hay trường điện riêng bên trên bề mặt của

nó. Do đó, trong phương pháp thăm dò ảnh điện 2D của

trường điện không đổi, muốn biết được thông tin về môi

trường địa chất bên dưới ta phải tiến hành các phép đo

điện trở suất biểu kiến trên bề mặt của nó. Phép đo được

thực hiện bằng cách phát dòng điện không đổi có cường

độ I vào môi trường địa chất cần khảo sát thông qua điện

cực. Đối với cấu hình thiết bị Wenner-alpha bốn cực đối

xứng (theo Hình 1), hiệu điện thế giữa hai điện cực thu

thế P1, P2 được tính như sau:

1 2

1 1 2 1 1 2 2 2

1 1 1 1( ) ( )

2C P C P C P C P

IU U P U P

r r r r

(4)

Trong đó, 22122111

,,,PCPCPCPC

rrrr là khoảng cách từ các

điện cực thu thế P1, P2, đến các điện cực dòng C1, C2.

Từ công thức (4), ta có thể xác định được điện trở suất

biểu kiến của môi trường địa chất bên dưới:

I

Uka

(5)

Trong đó:

22211211

1111

2

PCPCPCPCrrrr

k

là tham số hình học phụ thuộc vào sự sắp xếp của 4 điện cực.

Điện trở suất biểu kiến không phải là điện trở suất thật


của môi trường địa chất bên dưới. Liên hệ giữa giá trị điện

trở suất biểu kiến và giá trị điện trở suất thật bên dưới của

môi trường địa chất là mối liên hệ phức tạp. Việc xác định

điện trở suất thật từ giá trị điện trở suất biểu kiến quan sát

được là vấn đề của bài toán ngược trong thăm dò ảnh điện

2D, dựa vào thuật toán sai phân hữu hạn.

Hình 1. Cấu hình thiết bị Wenner-alpha

b. Nghiên cứu quy trình đo ngoai thực địa của cấu hình

thiết bị Wenner-alpha

- Vị trí tuyến đo

Hình 2. Vị trí của 3 tuyến đo tại khu vực thuộc

quận Ngũ Hành Sơn, Tp. Đà Nẵng

Theo khảo sát thực địa, để có cơ sở đánh giá đặc điểm

địa chất, ba tuyến đo với chiều dài là 22 m được lập tại khu

vực góc ngã tư (hướng Đông-Nam) đường Đoàn Khuê và

Lê Hữu Khánh, thuộc Quận Ngũ Hành Sơn, được trình bày

trên Hình 2.

- Quy trình đo thực địa Để thực hiện đo ảnh điện 2D-3D tại khu vực này, ta đi

dây cáp và tiến hành cắm m = 23 điện cực cách đều nhau

a = 1m trên tuyến đo như Hình 3, khoảng cách giữa các

điện cực C1, P1, P2, C2 được giữ không đổi đối với mỗi mức

đo sâu (C1P1 = P1P2 = P2C2 = na (m)). Số phép đo (số điểm

đo) trên mỗi mức đo sâu được tính theo công thức tổng quát

là (m – 3n) ứng với bước nhảy của các điểm dữ liệu trên

tuyến đo theo khoảng cách điện cực đơn vị a = 1m, trong

đó n là thừa số của mức đo.

Đối với mức đo sâu thứ nhất của thiết bị thứ nhất

(n = 1) ứng với khoảng cách giữa các điện cực là “a = 1m”

(C1P1 = P1P2 = P2C2= 1m), ta sẽ thực hiện 20 điểm đo dọc

theo tuyến khảo sát. Phép đo thứ nhất được thực hiện với

các điện cực 1, 2, 3 và 4, được sử dụng tương ứng như các

điện cực C1, P1, P2 và C2. Tiếp theo, phép đo thứ hai được

thực hiện với các điện cực 2, 3, 4 và 5 có chức năng tương

ứng như là các điện cực C1, P1, P2 và C2. Cứ tiếp tục tịnh

tiến phép đo như vậy (với bước tịnh tiến là “a = 1(m)”) dọc

theo tuyến đo cho đến khi các điện cực 20, 21, 22 và 23

được sử dụng cho phép đo cuối cùng.

Tiếp theo, đối với mức đo sâu thứ hai của thiết bị thứ

hai (n = 2), ứng với khoảng cách giữa các điện cực là

“2a = 2m” (C1P1 = P1P2 = P2C2 = 2m), ta tiến hành 17 phép

đo dọc theo tuyến khảo sát. Đối với mức đo sâu thứ hai, phép

đo đầu tiên được thực hiện với các điện cực 1, 3, 5, 7. Phép

đo thứ hai các điện cực 2, 4, 6 và 8 được sử dụng, quy trình

được lặp lại dọc theo tuyến khảo sát cho đến khi các điện cực

17, 19, 21 và 23 được sử dụng cho phép đo cuối cùng.

Hình 3. Sơ đồ cách sắp xếp các điện cực trong thăm dò ảnh

điện 2D-3D và trình tự các phép đo để xây dựng một mặt cắt

2D-3D cho hệ thiết bị Wenner-alpha

Quy trình được lặp lại tương tự cho các mức đo sâu thứ

ba, thứ tư, thứ năm và thứ sáu, tương ứng với khoảng cách

giữa các điện cực là “3a = 3m”, “4a = 4m”, “5a = 5m”,…

phép đo được tiến hành cho đến khi đạt khoảng mở cần

thiết. Thiết bị Wenner-alpha là một trong những loại thiết

bị có cường độ tín hiệu mạnh nhất, nhạy đối với cấu trúc

phân bố ngang và được sử dụng đầu tiên bởi nhóm nghiên

cứu của Đại học Birmingham (Griffiths và Turnbull, 1985;

Griffiths, Turnbull và Olayinka, 1990).

3. Kết quả nghiên cứu va thảo luận

3.1. Kết quả nghiên cứu

Sau khi tính toán dữ liệu của 3 tuyến đo với sự hỗ trợ

của phần mềm Res2Dinv (trên thuật toán sai phân hữu hạn)

và Surfer8, kết quả ảnh điện tại khu vực khảo sát (tuyến 1:

với 9 vòng lặp, sai số 5,6%; tuyến 2: với 9 vòng lặp, sai số

3,4%; tuyến 3: với 16 vòng lặp, sai số 6,8%) được biểu diễn

như Hình 4:

Hình 4. Kết quả ảnh điện 2D-3D tại khu vực khảo sát

10 Lê Phước Cường, Lương Văn Thọ

3.2. Thảo luận và giải đoán kết quả

Qua quan sát kết quả ảnh điện theo Hình 4, thì cấu trúc

địa chất ở đây về cơ bản phân thành hai lớp:

- Lớp thứ nhất phân bố ở trên có độ dày khoảng 3m, giá

trị điện trở suất vào khoảng từ 32,86 Ωm đến 2152,70 Ωm.

Đây là lớp địa chất sang lấp từ nơi khác đến, thành phần

chủ yếu là đất bazan, đất sét xám đen trộn lẫn với cát và sa

thạch vụn, lớp này dày nhất tại vị trí tuyến 2.

- Lớp thứ hai phân bố bên dưới (ở độ sâu khoảng 3m

trở xuống), có giá trị điện trở suất vào khoảng 0,086 Ωm

đến 160,96 Ωm, đây có thể là lớp địa chất gốc tại khu vực

này. Thành phần vật chất chủ yếu là đất cát phù sa trộn lẫn

với bùn sét đen và một ít sạn đá vụn, trong lớp này có mật

độ chứa nước cao. Tại khu vực của vị trí tuyến 3, mật độ

nước phân bố ở độ sâu khoảng từ 2,5 m trở xuống và chiều

dài khoảng từ 0 m đến 12 m (dọc theo tuyến đo) và chiều

dài từ 14 m đến cuối tuyến đo; còn tại khu vực tuyến đo 1

và 2 phân bố ở độ sâu khoảng 3 m trở xuống và chiều dài

trong khoảng từ 10 m đến 19 m (dọc theo tuyến đo).

3.3. Kiến nghị

Như vậy, qua kết quả phân tích thì bức tranh địa chất đến

độ sâu khảo sát được phân thành 2 lớp, lớp trên cứng chắc

hơn lớp dưới. Lớp dưới có mật độ chứa nước cao hơn lớp

trên, đặc biệt là tại vị trí tuyến 3 (trong khoảng 10 m (dọc

theo trục Ox), ở độ sâu khoảng 2 m trở xuống). Dọc theo trục

Oy (trong khoảng từ vị trí 14 m đến 22 m (dọc theo tuyến

đo), ở độ sâu khoảng 2,5 m trở xuống) có hệ thống các mạch

nước ngầm với mật độ lớn. Do đó, để có độ ổn định và bền

vững nền móng, công trình phải tiến hành xử lý hút hoặc hạ

mực nước ngầm và đổ các thành phần đá hộc, đá phiến hay

các loại đất đá xà bần cứng chắc vào các vị trí có mật độ

phân bố nước ngầm cao như đã trình bày ở trên. Trong xây

dựng công trình dân dụng, nếu đặt hệ thống móng băng trong

lớp địa chất thứ nhất thì về lâu dài sẽ đạt được độ ổn định và

bền vững cho công trình, đảm bảo sức khoẻ môi trường địa

chất và sức khoẻ công trình.

4. Kết luận

Kết quả nghiên cứu đã thể hiện rõ phương pháp ảnh điện

2D-3D là một công cụ hữu hiệu dùng để khảo sát, đánh giá

và đưa ra bức tranh tổng quát về môi trường địa chất khu vực

nghiên cứu. Thông qua đó, ta có thể biết được thành phần đất

đá, nước ngầm, đặc điểm cấu trúc, cũng như điều kiện hình

thành kiến tạo của môi trường địa chất tại đây. Hơn nữa,

phương pháp còn cho phép giải đoán được các thông tin hữu

ích phục vụ cho các lĩnh vực khác có liên quan như môi

trường, các thành phần hoá học môi trường đất, địa chất công

trình, vấn đề về tìm kiếm nguồn nước ngầm và xây dựng nền

móng cơ sở hạ tầng... Bên cạnh đó, phương pháp ảnh điện

2D-3D nghiên cứu trường điện không đổi nên không xâm

thực hay phá hủy môi trường địa chất trong quá trình nghiên

cứu, đó là một trong các đặc tính ưu việt của phương pháp.

Trong giai đoạn hiện nay, với sự hỗ trợ đắc lực về các kỹ

thuật tính toán (phần mềm và các chương trình tính toán có

tốc độ xử lý nhanh) đã giúp cho phương pháp ảnh điện

2D-3D có thể đo đạc và xử lý đến hàng trăm, hàng ngàn điểm

dữ liệu trong một thời gian ngắn. Quy trình thu thập dữ liệu

ngoài thực địa đơn giản cùng với thiết bị máy móc gọn nhẹ

giúp cho phương pháp ảnh điện 2D-3D có thể linh hoạt thực

hiện khảo sát môi trường địa chất ở các địa hình khác nhau,

có được thông tin của đối tượng nghiên cứu ở phạm vi sâu

hơn và rộng hơn. Cuối cùng, giá thành của một đợt khảo sát

ảnh điện 2D-3D thấp hơn so với các hướng thăm dò khác

trong tổ hợp các phương pháp địa vật lý. Cụ thể, phương pháp

ảnh điện 2D-3D có giá thành bằng 1/2 giá thành của phương

pháp khoan thăm dò và bằng 1/2,5 giá thành của phương pháp

radar nên cần được triển khai mở rộng ứng dụng nhiều hơn

nữa trong lĩnh vực khảo sát thành phần hoá học môi trường

đất, địa chất công trình và xây dựng dân dụng.


[1] Nguyễn Ngọc Thu, Phương pháp thăm dò điện 2D, Liên đoàn Bản

đồ Địa chất miền Nam, 2006.

[2] Nguyễn Thành Vấn, Lê Ngọc Thanh, Nguyễn Minh Anh, “Áp dụng

phương pháp ảnh điện để nghiên cứu tính chất bất đồng nhất của môi

trường đất đá”, Tạp chí phát triển Khoa học Công nghệ, Đại học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh, Tập 8, 2005, trang 35-42.

[3] Dey, A. and Morrison, H. F, “Resistivity modelling for arbitrary

shaped two dimensional structures”, Geophysical Prospecting, No.2

7, 1979, pp. 1020-1036.

[4] Loke M.H. and Barker R.D., Improvements to the Zohdy method for

the inversion of resistivity sounding and pseudesection data,

Computers and Geosciences, Vol. 21, No. 2, 1995, pp. 321-322.

[5] Olayinka A.I and Yaramanci U, “Use of block Inversion in the 2D

interpretation of apparent resistivity data and its comparision with smoth inversion”, Journal of Apply Geophysics, 45, 2000, pp. 403-416.

[6] McGillvray P.R and Oldenburg D.W, “Methods for calculating

Frechet derivatives and sensitivities for he non-linear inverse

problem”, A comparative study, Geophysical Prospecting, 38, 1990,

pp. 499-524.

[7] Sasaki Y., “Resolution of resistivity tomography inferred from numerical

simulation”, Geophysical Prospecting, 40, 1992, pp. 453-464.



TỔNG HỢP OXIT MANGAN CÓ BỀ MẶT RIÊNG LỚN CHO

PHẢN ỨNG OXY HÓA HOÀN TOÀN ISOPROPANOL Ở NHIỆT ĐỘ THẤP

SYNTHESIS OF HIGH SURFACE AREA MANGANESE OXIDE FOR

TOTAL CATALYTIC OXIDATION OF ISOPROPANOL AT LOW TEMPERATURE

Phan Mạnh Duy, Nguyễn Đình Minh Tuấn

Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected], [email protected]

Tóm tắt - Xúc tác oxit mangan có bề mặt riêng lớn được tổng hợp từ phản ứng oxi hóa khử từ tiền chất axit oxalic và KMnO4 bằng phương pháp nhỏ giọt đồng thời. Các xúc tác sau khi tổng hợp được phân tích đặc trưng bằng các phương pháp XRD, SEM, BET và được đánh giá hoạt tính trên thiết bị phản ứng liên tục pha khí cho phản ứng oxy hóa hoàn toàn isopropanol ở nhiệt độ thấp dưới 250°C. Nghiên cứu cho thấy việc sử dụng tỷ lệ khác nhau giữa axit oxalic và KMnO4 trong quá trình tổng hợp ảnh hưởng trực tiếp đến sự hình thành pha, kích thước tinh thể, diện tích bề mặt riêng của vật liệu, từ đó ảnh hưởng đến hoạt tính chuyển hóa isopropanol. Tỷ lệ tối ưu của Oxalic/KMnO4 là 2,25, cho phép hình thành pha cryptomelane có kích thước tinh thể nhỏ nhất (5,6 nm), bề mặt riêng lớn nhất (147,8 m²/g) và đạt hiệu suất chuyển hóa isopropanol cao nhất.

Abstract - High surface area of MnOx catalysts are synthesized by means of an oxidation/reduction route with oxalic acid and KMnO4 as precursors using dropwise method. Morphological, structural and specific surface area characterizations of the synthesized catalysts are done by SEM, XRD and BET. To evaluate their activity, the low-temperature catalytic oxidation of isopropanol is investigated in temperature range below 250°C. The study finds that difference molar ratio of oxalic acid and KMnO4 during synthesis has strongly affected physico-chemical properties of MnOx and then influenced on their catalytic activity. The value of 2.25 is found as an optimal molar ratio of Oxalic/KMnO4 which allows us to obtain the smallest crystallite size (5.6 nm), the largest surface (147.8 m²/g) of MnOx cryptomelane structure and the highest isopropanol conversion compared to other molar ratios.

Từ khóa - xúc tác; oxit mangan; cryptomelane; VOCs; isopropanol Key words - catalyst; manganese oxide; cryptomelane; VOCs; isopropanol


Hợp chất hữu cơ dễ bay hơi (VOCs - Volatile Organic

Compounds) là các chất hữu cơ có nhiệt độ sôi thấp,

thường được sử dụng trong các khu công nghiệp hóa chất,

dầu khí và trong các hoạt động của con người (như là dung

môi pha trong sơn, trong xử lý bề mặt). Vì vậy, chúng rất

dễ phát thải VOC vào trong môi trường không khí, gây ảnh

hưởng lớn đến sức khỏe của con người và môi trường sống

do tính độc hại của chúng. Theo nhiều nghiên cứu cho thấy,

VOCs với một nồng độ thấp (vài ppm đến vài trăm ppm)

như toluene, benzene, formaldehyde, các loại rượu, ete,

ketone hay các hợp chất chứa clo như chloroform,

trichloroethylene có thể gây kích thích da, mắt, hệ thống

khí quản, hệ tiêu hóa, ảnh hưởng đến hệ thần kinh. Ví dụ

như, việc tiếp xúc lâu dài với benzene thậm chí với nồng

độ rất thấp ~1ppm cũng có thể dẫn đến ung thư [1]. Chính

vì vậy, việc hạn chế và tiến tới loại bỏ hoàn toàn các VOCs

phát thải ra môi trường là rất cần thiết và đã nhận được rất

nhiều sự quan tâm, nghiên cứu trong nhiều thập kỷ qua [2].

Theo các nghiên cứu trên thế giới, trong những năm gần

đây, nhiều phương pháp đã được sử dụng để loại bỏ VOCs

như sự hấp thụ, đốt nhiệt, sinh học, oxy hóa bằng xúc tác

[3]. Trong số đó, khi hàm lượng VOCs trong giới hạn thấp

(khoảng vài trăm ppm) thì phương pháp đốt cháy với sự có

mặt của xúc tác đã cho thấy có hiệu quả hơn trong việc loại

bỏ được triệt để các VOCs này bằng phản ứng oxy hóa

hoàn toàn thành CO2 và H2O với chi phí thấp [4]. Khi

không có mặt xúc tác, quá trình đốt cháy trong công nghiệp

phải thực hiện ở nhiệt độ rất cao, lên đến 1000°C, làm tăng

chi phí và gây ra phát thải thứ cấp NOx.

Theo các nghiên cứu, xúc tác sử dụng cho quá trình này

thường là kim loại quý trên chất mang như Pt, Pd, Au, và

Ag cho hoạt tính cao nhưng giá thành đắt. Hoặc là các oxit

kim loại chuyển tiếp (như Fe2O3, Cr2O3, CuO, NiO, CeO2,

MnO2 và Co3O4) cho hoạt tính tương đương, có giá thành

rẻ hơn nhiều và dễ áp dụng rộng rãi trong công nghiệp [5].

Trong đó, các oxit mangan (như MnO2, Mn2O3 và

Mn3O4) được biết là có hoạt tính tốt trong quá trình oxy

hóa hoàn toàn hydrocarbon và thân thiện với môi trường.

Nhóm tác giả S. C. Kim và đồng nghiệp đã cho thấy hiệu

quả của các oxit mangan này trong phản ứng oxy hóa hoàn

toàn benzene và toluene [6]. Một ví dụ điển hình khác là

Y. Sekine và đồng nghiệp đã cho thấy rằng MnO2 trong

phản ứng phân hủy formaldehyde cho hoạt tính cao hơn

hẳn các oxit kim loại khác như Ag2O, PdO, CoO, TiO2,

CeO2, Mn3O4 [7].

Oxit mangan có thể được tổng hợp từ Mn2+ bằng các

hợp chất oxy hóa mạnh KMnO4, (NH4)2S2O8, K2Cr2O7,

hoặc là từ KMnO4 bằng các chất khử như ethanol, glucoza,

axit ascorbic, axit fumaric, axit maleic, ethylene glycol,

hoặc polyvinyl alcohol hoặc nung KMnO4 [6]. Nhiều

phương pháp khác nhau đã được áp dụng như thủy nhiệt,

hồi lưu hay kết tụ [6, 8]. Việc lựa chọn phương pháp tổng

hợp ảnh hưởng rất lớn đến việc hình thành pha và cấu trúc

cũng như hoạt tính của xúc tác. Đặc biệt, bề mặt riêng lớn

được cho là thông số quan trọng ảnh hưởng lớn đến hoạt

tính xúc tác.

Trên cơ sở đó, nhóm tác giả hướng đến tổng hợp xúc

tác oxit mangan MnOx bằng phương pháp oxy hóa khử, dễ

thực hiện với giá thành thấp từ tiền chất axit oxalic và

KMnO4. Đồng thời, nhóm tác giả nghiên cứu ảnh hưởng

của tỉ lệ giữa hai tiền chất này đến các đặc trưng của vật

liệu và đến hoạt tính xúc tác cho phản ứng oxy hóa hoàn

toàn isopropanol (IPA) ở nhiệt độ thấp. Trong nghiên cứu

này, IPA được chọn là hợp chất mô hình cho phản ứng oxy

hóa xúc tác trong dòng khí chứa 1.000 ppm IPA.



12 Phan Mạnh Duy, Nguyễn Đình Minh Tuấn

2. Thực nghiệm

2.1. Tổng hợp oxit mangan

Một lượng axit oxalic và KMnO4 (Merck) được pha vào

2 cốc riêng biệt chứa 230 mL H2O nước cất. Phản ứng tổng

hợp MnOx được thực hiện bằng cách nhỏ giọt đồng thời 2

dung dịch này vào một cốc lớn. Các tỷ lệ mol giữa oxalic

và KMnO4 (viết tắt, O/K) được sử dụng lần lượt là 1,25;

1,5; 2,25 và 3. Hỗn hợp dung dịch sau phản ứng được gia

nhiệt lên đến 60°C và giữ tại nhiệt độ này trong 30 phút.

Kết tủa có màu nâu đen được đem đi lọc chân không, rồi

rửa bằng nước cất đến pH = 7. Các mẫu xúc tác thu được

sau khi đã được sấy khô ở 110°C trong 24 giờ và nung

trong không khí ở 400°C trong vòng 4 giờ.

2.2. Phân tích đặc trưng hoá lý

Nhiễu xạ tia X (XRD): Cấu trúc tinh thể và thành phần

pha của mẫu được phân tích nhiễu xạ tia X trên thiết bị

SmartLab X-ray Diffractometer (Rigaku - Nhật Bản) với

bức xạ Cu Kα tại 40kV và 30 mA, góc quét 2θ = 5° - 60°

và bước quét 0,1°/phút. Các thông số như cường độ pic, độ

rộng nửa pic (FWHM) được xử lý và tính toán bằng phần

mềm PDXL. Kích thước Dc tính bằng công thức Scherrer

từ giá trị độ rộng nửa pic [9].

Kính hiển vi điện tử quét (SEM): Hình thái cấu trúc

của mẫu được đo bằng kính hiển vi điện tử quét SEM JSM-

6010 Plus/LV (Jeol – Nhật Bản) với độ phóng đại từ 30x

đến 20.000x.

Diện tích bề mặt riêng (BET): Diện tích bề mặt riêng

(SABET) và sự phân bố lỗ xốp của các mẫu được đo trên thiết

bị ASAP 2020 (Micromeritics – Mỹ) bằng phương pháp hấp

thụ đẳng nhiệt N2 ở 77K. Trước khi tiến hành phép đo, các

mẫu được đuổi khí trong chân không ở 110°C trong 2h. Diện

tích bề mặt riêng (SABET) được xác định bằng phương pháp

Brunauer-Emmett-Teller (BET), diện tích bề mặt ngoài

(SAEXT), diện tích vi mao quản (MPA), thể tích vi mao quản

(MPV), tổng thể tích lỗ xốp (TPV) được xác định bằng

phương pháp t-plot của De Boer [10] và kích thước trung bình

của hạt (APS) được xác định từ công thức SABET=6/ρ*APS

[11]. Trong đó, ρ là khối lượng riêng của vật liệu.

2.3. Hoạt hoá và đánh giá hoạt tính xúc tác

Phản ứng oxy hóa IPA trên xúc tác dị thể MnOx được

thực hiện ở nhiệt độ từ 30°C đến 250°C tại Phòng Thí

nghiệm Công nghệ Chế biến Dầu khí, Trường Đại học

Bách khoa – Đại học Đà Nẵng trên thiết bị phản ứng liên

tục (BTRS-jr Parker, Mỹ) dạng ống (đường kính trong

8mm) với tầng xúc tác cố định. Một lượng chính xác chất

xúc tác MnOx (100 miligam) được nạp vào thiết bị phản

ứng và được cố định bằng lớp bông thủy tinh đặt dưới lớp

xúc tác. Dòng nguyên liệu đi vào hệ thống xúc tác có lưu

lượng 100mL/phút (gồm có heli 6,4 mL/phút, oxy

26,4 mL/phút, nitơ 45,7mL/phút và 1.000ppm IPA) được

thiết lập và kiểm soát bằng hệ thiết bị điều khiển lưu lượng.

Vận tốc không gian của quá trình là 20.000 h-1. Sản phẩm

đi ra từ thiết bị phản ứng được phân tích bằng thiết bị sắc

ký khí Agilent 7890 B có trang bị đầu dò TCD và FID.

Độ chuyển hóa isopropanol (IPA conversion) được

tính theo công thức (1) và hiệu suất chuyển hóa IPA thành

CO2 và acetone được tính theo công thức (2) và (3):

=[IPA]𝑖𝑛 − [IPA]𝑜𝑢𝑡

[IPA]𝑖𝑛

× 100 (1)

𝑌𝐶𝑂2=

[𝐶𝑂2]

3 × [𝐼𝑃𝐴]𝑖𝑛

× 100 (2)

𝑌𝐴𝑐𝑒𝑡𝑜𝑛𝑒 =[𝐴𝑐𝑒𝑡𝑜𝑛𝑒]

[𝐼𝑃𝐴]𝑖𝑛

× 100 (3)

Trong đó, [IPA] in, [IPA]out là nồng độ isopropanol đầu

vào và đầu ra (tính bằng ppm), YCO2 (%) và YAcetone (%) là

hiệu suất chuyển hóa IPA thành CO2 và acetone, [CO2] và

[Acetone] là nồng độ khí CO2 và acetone (tính bằng ppm)

tạo thành tại nhiệt độ khảo sát.

3. Kết quả và thảo luận

3.1. Đặc trưng xúc tác

Thành phần pha – XRD

Hình 1 biểu diễn giản đồ nhiễu xạ tia X của các mẫu

tổng hợp được với các tỉ lệ O/K sử dụng khác nhau. Các

mẫu OK1,25, OK1,5 và OK2,25 cho một pha duy nhất là

cryptomelane (viết tắt là OMS) với cấu trúc tinh thể đơn

nghiêng (monoclinic) có công thức hóa học

K0,09MnO2·0,08H2O. Cấu trúc này được xác định dựa trên

các vạch 2:12,5°; 18°; 28,5°; 37,4°; 42° và 49,5° trùng vị

trí với pha JCPDS 00-062-0245 trong cơ sở dữ liệu cấu trúc

pha PDF-2-ICDD2015. Khi tỷ lệ O/K là 3, các vạch đặc

trưng cho OMS tại vị trí 2 12,5° và 18° tương ứng với mặt

tinh thể (1,0,-1) và (2,0,0) biến mất. Điều này cho thấy

không có sự hình thành cấu trúc OMS nữa. Khi đó, sản

phẩm thu được là hỗn hợp hai pha, pyrolusite (MnO2, cấu

trúc tứ diện) tại các vị trí 2:28,6°; 37,3°; 40,9°; 42,7°;

46,1° và 56,5° [trùng với pha JCPDS 01-081-2261] chiếm

đa số và bixbyite (Mn2O3, cấu trúc lập phương) tại các vị

trí 2:23,1°; 32,9°; 38,2°; và 55,1° [trùng với pha JCPDS

01-071-0636]. Một số nghiên cứu cũng cho giản đồ XRD

của pha cryptomelane, pyrolusite và bixbyite tương tự [12].

Hình 1. Giản đồ nhiễu xạ tia X của các mẫu MnOx tổng hợp từ

các tỷ lệ mol O/K khác nhau (cường độ phổ nhiễu xạ tia X của

mẫu OK2,25 đã được nhân lên 10 lần)

Theo nhiều nghiên cứu, cryptomelane là cấu trúc rây

phân tử gồm chuỗi các khối bát diện cơ bản MnO6 kết nối

với nhau qua cạnh và góc của chúng thành dạng hầm lớn

với kích thước ∼4,7 Å×4,7 Å (Hình 2). Các hầm lớn này

được tạo thành từ các khối 2 bát diện MnO6 (2×2). Bên

cạnh đó, cấu trúc còn chứa các hầm nhỏ (1×1). Thành phần

hóa học của OMS là KxMn8O16 với cation kali nằm trong


hầm và giữ vai trò ổn định cấu trúc [13]. Sự có mặt của kali

trong cấu trúc làm cho số oxy hóa của vật liệu oxit mangan

này là hỗn hợp của Mn3+ và Mn4+.

Hình 2. Cấu trúc oxit mangan (A) Cryptomelane,

(B) Pyrolusite [14]

Trong khi đó, pyrolusite được biết đến như một cấu trúc

bền vững và khá phổ biến của oxit mangan [14]. Pyrolusite

cũng được cấu tạo từ chuỗi các bát diện MnO6. Tuy nhiên,

khác với cryptomelane, các chuỗi bát diện này nối với nhau

qua cạnh và nối với các chuỗi bát diện khác qua góc tạo

thành cấu trúc dạng hầm (1×1).

Kích thước tinh thể (Dc) được tính theo công thức

Scherrer cho mặt mạng (2,1,-1) tại vị trí 2 37,4°, được thể

hiện trong Bảng 1. Trong đó, mẫu OK2,25 có kích thước

tinh thể tính toán được nhỏ nhất (5,6 nm), tương ứng với

độ rộng nửa chiều cao FWHM của các pic trên kết quả

nhiễu xạ tia X là lớn nhất. Kích thước tinh thể Dc của OMS

lần lượt là 35,7 nm và 43,1 nm cho các mẫu OK1,5 và

OK1,25. Đối với mẫu OK3, Dc của MnO2 tại mặt mạng

(1,0,1) vị trí 2 37,3° là 16,9 nm.

Bảng 1. Thông số khoảng cách giữa các mặt mạng (d), độ rộng

nửa pic (FWHM) và kích thước tinh thể (Dc) của mặt mạng

(2,1,-1) tại vị trí 2 37,4°

Mẫu 2-theta (°) d (Å) FWHM (°) Dc (nm)

OK1,25 37,44 2,400 0,20 43,1

OK1,5 37,48 2,398 0,25 35,7

OK2,25 37,44 2,410 1,56 5,6

OK3* 37,27 2,411 0,52 16,9

(*) Tính cho mặt mạng (1,0,1) của pha pyrolusite (MnO2) tại

vị trí 2 37,3°

Hình thái vật liệu – SEM

Hình 3. Hình chụp SEM các mẫu sau khi nung,

OK1,25; OK1,5; OK2,25 và OK3

Kết quả chụp SEM cho thấy ở độ phóng đại 20.000 lần

(Hình 3), hình thái bề mặt các mẫu có sự khác biệt lớn ở

các tỷ lệ mol khác nhau. Cụ thể, vật liệu tổng hợp được có

dạng sợi, phân bố đồng đều (chiều dài trung bình xấp xỉ

200-250 nm) đối với mẫu OK1,25. Mẫu OK1,5 cũng cho

cấu trúc các sợi nhỏ và ngắn hơn mẫu OK1,25 (dài xấp xỉ

100-150 nm). Mẫu OK2,25 có hình thái dạng hạt kết khối

lại với nhau và mẫu OK3 là hỗn hợp của các khối (chiếm

đa số) và các sợi nhỏ, dài xấp xỉ 1 µm.

Diện tích bề mặt riêng và cấu trúc mao quản

Hình 4. Diện tích bề mặt riêng BET của MnOx được tổng hợp

theo các tỷ lệ khác nhau

Từ kết quả BET ở Hình 4, nhóm tác giả nhận thấy rằng

việc thay đổi tỷ lệ mol của axit oxalic và KMnO4 có ảnh

hưởng lớn đến diện tích bề mặt riêng của vật liệu. Cụ thể, khi

lượng axit oxalic tăng từ 1,25 đến 1,5 lần KMnO4, bề mặt

riêng của OMS thu được thấp (28,5 m²/g). Khi tăng tỷ lệ này

lên 2,25, OMS thu được có bề mặt riêng lớn nhất (148,7 m²/g),

cao hơn so với nhiều nghiên cứu đã từng công bố trước đây

về vật liệu OMS này [15]. Tuy nhiên, bề mặt riêng của xúc tác

bị giảm khi tăng tỉ lệ O/K lên 3. Kết quả này tương thích với

hình thái mẫu SEM, khi O/K trong khoảng 1,25 - 1,5, cấu trúc

OMS thu được có dạng sợi nên có bề mặt riêng nhỏ.

Bảng 2 thể hiện các giá trị diện tích bề mặt riêng, diện

tích bề mặt ngoài của vật liệu và diện tích của vi mao quản,

tổng thể tích lỗ xốp, thể tích vi mao quản và kích thước hạt

trung bình. Mật độ vi mao quản (d < 2 nm) có thể được đánh

giá thông qua giá trị MPA. Các vật liệu MnOx tổng hợp được

đều có các vi mao quản với mật độ tăng dần từ 2,3 m2/g đến

16,8 m2/g theo tỷ lệ O/K. Trong đó, mẫu OK2,25 có diện

tích bề mặt vi mao quản (16,8 m²/g) và thể tích vi mao quản

(0,0078 cm3/g) lớn nhất so với các mẫu còn lại. Kích thước

hạt trung bình APS của các mẫu OK1,25; OK1,5 và OK2,25

tính theo kết quả giải hấp thu được trong Bảng 2 có cùng xu

hướng với kích thước tinh thể thu được từ XRD.

Bảng 2. Diện tích bề mặt riêng, thể tích lỗ xốp và kích thước

hạt trung bình

Mẫu Bề mặt riêng (m²/g)

Thể tích xốp

(cm3/g) APS

(nm) SA BET SA Ext MPA MPV TPV

OK1,25 12,6 10,3 2,3 0,0011 0,0815 477,7

OK1,5 28,5 19,5 9,0 0,0045 0,0315 210,9

OK2,25 148,7 131,9 16,8 0,0078 0,352 40,3

OK3 121,8 109,1 12,7 0,0058 0,4822 49,3

(A) (B)

14 Phan Mạnh Duy, Nguyễn Đình Minh Tuấn

Để hiểu kỹ hơn về ảnh hưởng của điều kiện tổng hợp

đến sự hình thành MnOx, ta xem xét yếu tố nhiệt động học

của phản ứng oxy hóa khử giữa KMnO4 và axit oxalic xảy

ra. Khi tỉ lệ O/K thấp, phản ứng ưu tiên xảy ra theo phản

ứng (eq.1) cho sản phẩm là MnO2 vì hiệu điện thế dương

tính theo phương trình Nernst giữa hai cặp oxy hóa khử

MnO4-/MnO2 (eq.2) và CO2/C2O4

2- (eq.3) trong điều kiện

nghiên cứu. Khi tỉ lệ mol O/K từ 2,25, lượng axit oxalic lớn

hơn so với tỉ lệ 1,5 của phản ứng (eq.1). Do vậy, phản ứng

(eq.4) có thể xảy ra và kết quả là một phần MnO2 hình

thành bị hòa tan bởi H2C2O4 dư, dẫn đến kích thước của

MnO2 hình thành nhỏ hơn và cho bề mặt riêng lớn hơn. Từ

kết quả XRD, khi tăng tỉ lệ O/K từ 1,25 đến 2,25, ta thấy

rằng cấu trúc của vật liệu vẫn giữ được pha cryptomelane

chứa kali với sự xuất hiện của mặt mạng (1,0,-1) và (2,0,0).

Cường độ của chúng giảm dần khi tăng tỉ lệ O/K. Tuy

nhiên, khi tỉ lệ O/K này bằng 3, phản ứng (eq.4) có thể xảy

ra mạnh hơn, dẫn đến việc hòa tan MnO2 nhiều hơn và ảnh

hưởng đến sự hình thành pha. Thực vậy, kết quả trên giản

đồ XRD chỉ ra rằng 2 mặt mạng trên hoàn toàn biến mất và

pha thu được là hỗn hợp của pyrolusite và bixbyite.

3H2C2O4 + 2KMnO4 → 2H2O + 6CO2 + 2MnO2 +

2KOH (eq.1)

MnO4– + 2H2O + 3e- = MnO2 (s) + 4OH– (eq.2)

E0 = 0,595 V

H2C2O4 = 2CO2 + 2H+ + 2e– (eq.3)

E0 = 0,490 V

MnO2 + 4H+ + 2e-– = Mn2+ + 4OH– (eq.4)

E0= 1,224V

3.2. Hoạt tính xúc tác

Trong khuôn khổ của nghiên cứu này, nhóm tác giả tiến

hành so sánh hoạt tính các xúc tác thông qua phần trăm

chuyển hóa 1.000 ppm IPA và hiệu suất chuyển hóa IPA

thành CO2 và acetone tại các nhiệt độ là 50°C, 100°C,

150°C và 200°C.

Hình 5. (A) Độ chuyển hóa isopropanol và (B) Hiệu suất

chuyển hóa IPA thành CO2 và acetone từ quá trình oxy hóa IPA

của các mẫu xúc tác tại các giá trị nhiệt độ (50°C, 100°C,

150°C và 200°C)

Hình 5A biểu diễn độ chuyển hóa IPA của các xúc tác

MnOx theo các giá trị nhiệt độ. Tất cả các mẫu xúc tác đều

có hoạt tính đối với IPA ngay cả ở 50°C và độ chuyển hóa

tăng dần theo nhiệt độ và đạt 100% ở 200°C (ngoại trừ

OK1,25 đạt 98%). Hoạt tính oxy hóa IPA tăng dần theo thứ

tự OK1,25<OK1,5<OK3<OK2,25. Đặc biệt nhất là mẫu

OK2,25 cho độ chuyển hóa IPA cao nhất ở tất cả các nhiệt

độ khảo sát, thậm chí ở 50°C, gần 40% lượng IPA đã được

chuyển hóa.

Hình 5B biểu diễn hiệu suất chuyển hóa IPA thành CO2

và acetone sau quá trình oxy hóa IPA với sự có mặt của các

xúc tác MnOx. Kết quả nghiên cứu cho thấy, acetone được

hình thành ngay cả ở nhiệt độ thấp (từ 2%-30% acetone tạo

thành ở 50°C) và không có sự xuất hiện của CO2 tại nhiệt

độ này. Khi nhiệt độ phản ứng tăng đến 100°C, lượng

acetone tạo ra nhiều hơn và có sự xuất hiện của CO2 (2%-

5%). Trên 100°C, acetone giảm và CO2 tạo ra tăng. Điều

này có thể là do acetone tạo ra nhanh chóng bị oxy hóa

hoàn toàn trên xúc tác để tạo thành CO2 theo chuỗi phản

ứng IPA + O2 → Acetone → CO2. Đặc biệt, ở 200°C, sản

phẩm chính đi ra khỏi thiết bị phản ứng gần như chỉ có

CO2, ngoại trừ mẫu OK1,25.

Từ các kết quả đặc trưng và hoạt tính xúc tác, nhóm tác

giả nhận thấy rằng độ chuyển hóa IPA và hiệu suất chuyển

hóa IPA thành CO2 và acetone có liên quan mật thiết đến các

tính chất lý hóa của các xúc tác nghiên cứu, đặc biệt là bề

mặt riêng và kích thước tinh thể. Cụ thể, thứ tự hoạt tính oxy

hóa của các mẫu OK1,25<OK1,5<OK3<OK2,25 tương ứng

với thứ tự SABET tăng dần (Hình 3) và Dc giảm dần. Điều này

giải thích cho việc độ chuyển hóa IPA của các mẫu xúc tác

cũng tăng theo thứ tự này. Trong đó, mẫu OK2,25 có bề mặt

riêng cao nhất (148,7 m2/g), có kích thước tinh thể bé nhất

(5,6 nm) và cho hoạt tính xúc tác trong chuyển hóa IPA cao

nhất. Thêm vào đó, nhiệt độ phản ứng cũng ảnh hưởng đến

loại sản phẩm tạo thành, cụ thể là acetone là sản phẩm chính

của quá trình ở nhiệt độ thấp (dưới 100°C) và CO2 là sản

phẩm chính khi thực hiện ở nhiệt độ cao hơn.

4. Kết luận

Nhóm nghiên cứu đã tổng hợp thành công xúc tác oxit

mangan có cấu trúc cryptomelane bề mặt riêng lớn 148,7

m²/g bằng phương pháp oxy hóa khử và đã khảo sát được

ảnh hưởng của tỉ lệ O/K đến sự hình thành pha và hoạt tính

xúc tác. Cryptomelane có cấu trúc rây phân tử chỉ hình

thành khi tỉ lệ O/K từ 1,25 đến 2,25. Các xúc tác thu được

đều cho hoạt tính cao và theo thứ tự tăng dần độ chuyển

hóa IPA OK1,25<OK1,5<OK3<OK2,25 và 100% IPA đã

chuyển hóa hoàn toàn ở nhiệt độ 200°C. Với tỷ lệ

oxalic/KMnO4 tối ưu là 2,25, xúc tác có hoạt tính mạnh

nhất với bề mặt riêng là cao nhất 148,7 m²/g, có thể oxy

hóa hoàn toàn IPA ở nhiệt độ 200°C.

Lời cảm ơn: Công trình này được tài trợ bởi đề tài cấp

cơ sở Trường Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng,

mã số T2017-02-77.


[1] Wallace, L. A., Assessing human exposure to volatile organic

compounds, Indoor Air Quality Handbook, McGraw-Hill, 2001.

[2] Tzortzatou, K., & Grigoropoulou, E., “Catalytic oxidation of

industrial organic solvent vapors”, Journal of Environmental Science and Health Part A, 45(5), 2010, pp. 534-541.

[3] Hunter, P., & Oyama, S. T., Control of volatile organic compound

emissions, John Wiley, 2000.


[4] Zhang, Z., Jiang, Z., & Shangguan, W., “Low-temperature catalysis

for VOCs removal in technology and application: A state-of-the-art review”, Catalysis Today, 264, 2016, pp. 270-278.

[5] Kamal, M. S., Razzak, S. A., & Hossain, M. M., “Catalytic oxidation

of volatile organic compounds (VOCs)–A review”, Atmospheric

Environment, 140, 2016, pp. 117-134.

[6] Kim, S. C., & Shim, W. G., “Catalytic combustion of VOCs over a

series of manganese oxide catalysts”, Applied Catalysis B:

Environmental, 98(3), 2010, pp. 180-185.

[7] Sekine, Y., “Oxidative decomposition of formaldehyde by metal

oxides at room temperature”, Atmospheric Environment, 36(35), 2002, pp. 5543-5547.

[8] Wu, Y., Lu, Y., Song, C., Ma, Z., Xing, S., & Gao, Y., “A novel redox-

precipitation method for the preparation of α-MnO2 with a high surface

Mn4+ concentration and its activity toward complete catalytic oxidation of o-xylene”, Catalysis Today, 201, 2013, pp. 32-39.

[9] Patterson, A. L., The Scherrer formula for X-ray particle size

determination. Physical review, 56(10), 1939, pp. 978-982.

[10] Voogd, P., Scholten, J. J. F., & Van Bekkum, H., “Use of the t-plot-

De Boer method in pore volume determinations of ZSM-5 type

zeolites”, Colloids and surfaces, 55, 1991, pp. 163-171.

[11] Zielinski, J. M., & Chemicals, I., Pharmaceutical Physical

Characterization: Surface Area and Porosity, 2013.

[12] Post, J. E., Von Dreele, R. B., & Buseck, P. R., “Symmetry and

cation displacements in hollandites: Structure refinements of hollandite, cryptomelane and priderite”, Acta Crystallographica

Section B: Structural Crystallography and Crystal Chemistry, 38(4),

1982, pp. 1056-1065.

[13] Suib, S. L., “Porous manganese oxide octahedral molecular sieves

and octahedral layered materials”, Accounts of Chemical Research, 41(4), 2008, pp. 479-487.

[14] Post, J. E., “Manganese oxide minerals: Crystal structures and

economic and environmental significance”, Proceedings of the

National Academy of Sciences, 96(7), 1999, pp. 3447-3454.

[15] Subramanian, N., Viswanathan, B., & Varadarajan, T. K., “A facile,

morphology-controlled synthesis of potassium-containing manganese oxide nanostructures for electrochemical supercapacitor

application”, RSC Advances, 4(64), 2014, pp. 33911-33922.


16 Vũ Hoàng Giang

ỨNG DỤNG BỘ QUAN SÁT PHI TUYẾN VI PHÂN CỤC BỘ TRONG

ĐIỀU KHIỂN TỐC ĐỘ ĐỘNG CƠ ĐIỆN MỘT CHIỀU KÍCH TỪ NỐI TIẾP

KHÔNG CẢM BIẾN TỐC ĐỘ

APPLICATION OF A LOCALLY INFINITESIMAL NONLINEAR OBSERVER TO THE

SPEED SENSORLESS CONTROL OF SERIES CONNECTED DIRECT CURRENT MACHINES

Vũ Hoàng Giang

Trường Đại học Điện lực; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo giới thiệu kết quả ứng dụng bộ quan sát cục bộ dựa trên khả năng quan sát vi phân trong điều khiển tốc độ quay của động cơ điện một chiều (ĐCMC) kích từ nối tiếp không sử dụng cảm biến tốc độ. Mô hình của ĐCMC và bộ điều khiển trước hết được lựa chọn phân tích và viết dưới dạng hệ phi tuyến có điều khiển phù hợp. Sau đó, bộ quan sát phi tuyến vi phân được thiết kế dựa trên phép đo dòng điện phần ứng của ĐCMC để ước lượng tốc độ quay khi các thông số đầu là mô-men cơ thay đổi. Cuối cùng, mô phỏng được thực hiện trên máy tính cho hệ thống điều khiển tốc độ động cơ với phản hồi là tốc độ ước lượng. Kết quả cho thấy hệ thống làm việc tốt, cho phép xác nhận tính hợp lệ của bộ quan sát và tính phù hợp trong ứng dụng điều khiển không cảm biến của ĐCMC kích từ nối tiếp.

Abstract - The paper introduces an application of a local observer based on the infinitesimal observability to the sensorless speed control of series connected direct current (DC) machines. The model of the machine is first analyzed and written in an appropriate form of controlled system. Afterwards, an infinitesimally nonlinear observer is designed on the basis of the measurement of armature current of DC machines in order to estimate the machine speed under the variation of mechanical torque. Finally, computer simulation of the speed control of DC machines with the feedback of estimated speed is implemented. The simulated result confirms the performance of the proposed observer as well as the feasibility of the application to the sensorless control of series connected DC machines.

Từ khóa - điều khiển không cảm biến; điều khiển tốc độ; động cơ điện một chiều; khả năng quan sát vi phân; kích từ nối tiếp; quan sát phi tuyến.

Key words - sensorless control; speed control; DC machine; infinitesimal observability; series excitation; nonlinear observer.


Trong ĐCMC kích thích nối tiếp, cuộn dây phần ứng

được nối nối tiếp với cuộn dây kích từ, nhờ đó mô-men

điện của động cơ tỷ lệ thuận với bình phương của dòng điện

phần ứng trong vùng chưa bão hòa mạch từ. Vì vậy, ĐCMC

kiểu kích từ này phù hợp cho các ứng dụng đòi hỏi mô-men

lớn ở tốc độ thấp như cần cẩu, thang máy, băng tải, khoan

dầu, v.v... [1]. Tuy nhiên, do tính chất phi tuyến của mô

hình ĐCMC kích thích nối tiếp, vấn đề điều khiển, quan sát

trạng thái và thông số của hệ thống cũng phức tạp hơn, ví

dụ: điều khiển động cơ cần dựa trên phương pháp điều

khiển phi tuyến hoặc áp dụng thuật toán tuyến tính hóa [1],

[2], [3]. Điều khiển tốc độ có phản hồi thường được áp

dụng trong những trường hợp có yêu cầu cao về sai lệch

điều chỉnh. Tín hiệu phản hồi tốc độ quay có thể thu được

nhờ các cảm biến đo tốc độ hoặc cảm biến đo góc

(encoder). Tuy nhiên, việc trang bị các cảm biến này làm

tăng độ phức tạp và chi phí của hệ thống. Vì vậy, các bộ

quan sát thường được sử dụng như là một giải pháp thay

thế cho các cảm biến kể trên mang lại hiệu quả cao. Bộ

quan sát tốc độ quay cho phép có được thông tin về tốc độ

dựa trên các đại lượng điện sẵn có và có thể đo dễ dàng với

chi phí thấp, như dòng điện phần ứng của động cơ. Bộ lọc

Kalman với các biến thể mở rộng và dự báo đã được áp

dụng để ước lượng các thông số cơ của ĐCMC [4], [5].

Nhược điểm chính của các bộ quan sát họ Kalman là đòi

hỏi khối lượng tính toán lớn. Trong [2], bộ quan sát từng

bước (step-by-step) dựa trên phép sai phân trượt bậc hai đã

được đề xuất để quan sát tốc độ quay theo tín hiệu đầu ra

là dòng điện phần ứng. Phân tích trong [2] cũng chỉ ra

nhược điểm của các nghiên cứu trước là hạn chế về khả

năng quan sát tại điểm kỳ dị và vấn đề áp dụng trong điều

khiển không cảm biến.

Dựa trên khái niệm về khả năng quan sát vi phân cục

bộ cho hệ phi tuyến có điều khiển [6], bài báo này đề xuất

xây dựng một bộ quan sát tốc độ cho ĐCMC kích thích nối

tiếp. Tốc độ quan sát được sử dụng làm phản hồi trong vòng

điều khiển tốc độ của động cơ.

2. Mô hình ĐCMC kích thích nối tiếp

Hình 1 minh họa sơ đồ nối dây nguyên lý của ĐCMC

kích từ nối tiếp, ở đó, cuộn dây phần ứng được nối nối tiếp

với cuộn kích từ và dòng điện chạy trong hai cuộn dây này

bằng nhau.

Hình 1. Sơ đồ nối dây nguyên lý của ĐCMC kích từ nối tiếp

Hình 2. Sơ đồ mô phỏng điều khiển tốc độ ĐCMC

Tốc độ của ĐCMC được điều khiển thông qua điện áp

đầu vào với hai vòng điều khiển: vòng ngoài điều khiển tốc

độ kiểu tích phân tỷ lệ (PI) và vòng trong điều khiển dòng

Rf

Lf

La Ra

v

+

-

Mô hình

ĐCMC (2.1)

PI dòng điện

(2.4), (2.5)

PI tốc độ

(2.2), (2.3)

Bộ quan sát

(3.4)

est

vref

Tm

iaref

ref

ia


điện kiểu PI như trên Hình 2. Phần phía trên thể hiện các

khối mô hình ĐCMC với bộ điều khiển tốc độ và bộ điều

khiển dòng điện. Trong đó, tốc độ yêu cầu ref được so sánh

với tốc độ phản hồi đo () hoặc ước lượng (est) trong bộ

điều khiển tốc độ. Tín hiệu đầu ra của bộ điều khiển tốc độ

(iaref) được so sánh với tín hiệu phản hồi dòng điện phần

ứng (ia) để đưa ra giá trị yêu cầu của điện áp đầu vào. Phần

phía dưới là bộ quan sát dùng để ước lượng tốc độ est.

Phần tiếp theo của mục này giới thiệu mô hình của

ĐCMC cùng các bộ điều khiển tốc độ và dòng điện được

sử dụng trong mô phỏng. Mô hình máy điện một chiều kích

thích nối tiếp được biểu diễn bởi hệ phương trình sau [7]:

J

T

J

Fi

J

Ldt/d

iL

Li.

L

Rv

L

1dt/di

mv2a

af

aaf

aa

(2.1)

Trong đó:

ia là dòng điện phần ứng; v là điện áp đầu vào;

R, L tương ứng là điện trở tổng và điện cảm tổng của các

cuộn dây phần ứng và cuộn kích từ; R = Ra + Rf, L = La + Lf,

với Ra, La: thông số của cuộn dây phần ứng, Rf, Lf: thông số

của cuộn dây kích từ; là tốc độ của động cơ;

Laf là hỗ cảm giữa các cuộn dây phần ứng và cuộn kích

từ; J là hằng số quán tính; và Fv là hệ số ma sát;

Tm là mô-men cơ trên trục của động cơ;

Bộ điều khiển tốc độ được mô tả bởi các phương trình sau:

1iwrefpwaref zkki (2.2)

ref1 dt/dz (2.3)

Tương tự, bộ điều khiển dòng điện có thể biểu diễn bởi:

2iiaarefpiref zkiikv (2.4)

aaref2 iidt/dz (2.5)

Trong hệ thống, khâu thừa hành thực hiện điều chỉnh

điện áp đặt vào động cơ thường có quán tính nhỏ so với toàn

hệ thống (ví dụ: các bộ biến đổi điện tử công suất như bộ

biến đổi tăng áp hoặc giảm áp DC-DC) nên quán tính của nó

có thể bỏ qua, khi đó điện áp thực đặt vào động cơ có thể coi

bằng giá trị yêu cầu, nghĩa là v = vref. Chú ý rằng, hai biến

đã được bổ sung để biểu diễn mô hình của các bộ điều khiển

là z1 và z2 được tính theo giá trị yêu cầu và giá trị phản hồi

tương ứng của tốc độ và dòng điện thông qua (2.3) và (2.5)

và luôn hội tụ. Hơn nữa, điện áp vref có tính theo ia, iaref và z2

nên để đơn giản, phương trình (2.1) được chọn làm mô hình

toán học của hệ thống và có thể biểu diễn như sau:

1

T21

xy

f,ftx,tufx (2.6)

trong đó: x1 = ia; x2 = ; x = [x1, x2]T, u = [Tm], h(x) = C.x,

C = [1,0];

Trong mục tiếp theo, hệ có điều khiển (2.6) sẽ được xác

nhận về khả năng quan sát vi phân, từ đó cho phép xây

dựng bộ quan sát tương ứng.

3. Thiết kế bộ quan sát tốc độ quay

Xét hệ có điều khiển sau:

txhy

tx,tuftx (3.1)

trong đó, x(t) n là biến trạng thái; u(t) m và y(t) p

tương ứng là các đầu vào và đầu ra đã biết, các hàm f và h

được giả thiết là đủ trơn. Khi đó, đầu vào u “làm cho” hệ

(3.1) có khả năng quan sát vi phân với x(t) n nếu hệ

tuyến tính không dừng sau quan sát được tại t = 0 [6]:

tztxx

hy

tztx,tux

ftz

u

u

(3.2)

Đầu vào u “làm cho” (3.1) có thể quan sát được vi phân

nếu có thể thực hiện được tại mỗi giá trị đầu của biến trạng

thái x. Với mọi cặp ma trận (A*(.),C*(.)), với

tx,tux

ftA u

tx,tu

x

htC u

và thuộc họ

(At(.),Ct(.), t0), hệ sau có thể quan sát được tại t = 0:

tztCy

tztAtz

*

*

(3.3)

Cấu trúc bộ quan sát của hệ (3.1) có dạng [6]:

txRCtx'Ctx,tuAtS

tStx,tu'AtStS

tytxhtxRCtStx,tuftx T1

(3.4)

trong đó, là thông số cần lựa chọn, R và 0S là các ma

trận định nghĩa dương đối xứng có kích thước tương ứng

là p x p và n x n.

Áp dụng vào hệ ĐCMC có điều khiển ta có các nhận

xét sau:

Hệ phương trình mô tả của ĐCMC (2.6) có dạng

(3.1), trong đó các giả thiết cơ bản đã thỏa mãn. Thật vậy,

ĐCMC là một hệ vật lý với biến trạng thái, đầu vào và đầu

ra đều hữu hạn nên đại lượng đầu vào u = [Tm] thuộc không

gian bị chặn L(+,m) và tồn tại hai tập con KK’ trong

không gian n sao cho với mọi sơ kiện xu(0)K, quỹ đạo

tương ứng xu(0) nằm trong tập K’.

Mô phỏng hoạt động của ĐCMC ứng các giá trị

khác nhau của mô-men cơ ta thu được hạng của ma trận

quan sát O = [C; C.A] luôn bằng 2 (bằng số biến trạng

thái n), trong đó:

J/FJ/iL2

i*L/LL/LRx

x

fA

vaaf

aafaf

Điều này chứng tỏ hệ (3.3) quan sát được hay có thể

thiết kế bộ quan sát cục bộ cho hệ (2.6) dựa trên khả năng

quan sát vi phân với cấu trúc của bộ quan sát dạng (3.4).

Ưu điểm của hệ thống là có thể làm việc với điểm kỳ dị

ngay cả trong trường hợp dòng điện phần ứng bằng 0 mà

hạng của ma trận A vẫn bằng 2.

4. Kết quả mô phỏng và bàn luận

Mô phỏng điều khiển tốc độ của ĐCMC kích thích nối

tiếp được thực hiện trên phần mềm Matlab/Simulink như

18 Vũ Hoàng Giang

được thể hiện trên Hình 3, với các điều kiện sau:

- Mô hình của ĐCMC và các bộ điều khiển (hệ thống)

được cho bởi các công thức từ (2.1) đến (2.5);

- Thông số của ĐCMC và các bộ điều khiển tốc độ và

dòng điện phần ứng được cho trong phụ lục, tham khảo từ

thông số của ĐCMC trong [2]; Mô-men cơ đầu vào thay đổi

theo quy luật phức tạp “đủ thử thách” như trên Hình 3 và 4:

t = (0-15)s và (35-50)s, Tm = 1 Nm; t = (15-35)s, Tm = 10 Nm.

Tốc độ yêu cầu được đưa vào như sau: t = (0-5)s, ref = 2 rad/s;

t = (10-25)s, ref = 100 rad/s; t = (30-40)s, ref = 10 rad/s; và

t = (45-50)s, ref = 0 rad/s;

- Bộ quan sát có cấu trúc (3.4), trong đó các thông số

được lựa chọn sau phép dò (tune): R = 100 (đại lượng vô

hướng); = 150;

- Điều kiện đầu của biến trạng thái và các ma trận thông số:

Hệ thống: x(0) = [ia, , z1, z2] = [0,0,0,0];

Bộ quan sát:

10000

010000S ;

Để xác nhận hoạt động của bộ quan sát, điều kiện đầu

của hệ (3.4) được chọn bằng:

21a0 z,z,ˆ,ix = [10,10,1,1];

Hình 3. Sơ đồ mô phỏng điều khiển tốc độ ĐCMC

trên Matlab/Simulink

Hình 4. Kết quả mô phỏng hoạt động của bộ quan sát tốc độ

Cho hệ thống làm việc với phản hồi tốc độ đo (mô

phỏng) thu được kết quả quan sát như trên Hình 4. Với điều

kiện đầu khác nhau giữa hệ thống và bộ quan sát đáp ứng

tốc độ ước lượng theo đường nét đứt (màu đỏ) sau quá trình

quá độ ban đầu hoàn toàn hội tụ với tốc độ mô phỏng là

đường nét liền (màu xanh), cho phép xác nhận hoạt động

của bộ quan sát.

Để sử dụng tốc độ ước lượng của bộ quan sát làm phản

hồi cho bộ điều khiển tốc độ, điều kiện đầu sau đó được lựa

chọn giống như hệ thống để hạn chế các dao động ban đầu

không cần thiết, cụ thể là: 21a z,z,ˆ,i0x = [0,0,0,0].

Kết quả mô phỏng trong trường hợp điều tốc không cảm

biến được minh họa trên Hình 5. Có thể thấy đáp ứng tốc độ

ước lượng (đường nét đứt màu đỏ) đã bám sát đường tốc độ

yêu cầu (nét chấm gạch, màu đen), đặc biệt là tại các thời

điểm có sự thay đổi mô-men cơ và khi tốc độ yêu cầu động

cơ thay đổi, kể cả ref = 0rad/s trong khoảng t = (45-50)s.

Hình 5. Kết quả mô phỏng điều khiển tốc độ ĐCMC

không cảm biến tốc độ

5. Kết luận

Một ứng dụng của bộ quan sát cục bộ dựa trên khả năng

quan sát vi phân cho hệ ĐCMC có điều khiển tốc độ đã

được trình bày trong bài báo. Tốc độ động cơ ước lượng

bởi bộ quan sát đã được sử dụng thành công trong hệ thống

điều tốc không cảm biến của ĐCMC kích thích nối tiếp.

Kết quả đạt được trong ứng dụng bộ quan sát phi tuyến vi

phân mở ra triển vọng có thể áp dụng thuật toán tương tự

để ước lượng các thông số khác của ĐCMC và các hệ thống

điện có cấu trúc tương tự.

Phụ lục

Thông số định mức của ĐCMC: Uđm = 220 V; Iđm = 15A;

đm = 104,72 rad/s (1.000vòng/phút); Tđm = 27 Nm;

Ra = 0,6 ; Rf = 1,8 ; La = 1 mH; Lf = 220 mH;

Laf = Km*Lf (Km = 0,12); Fv = 0,02 N.m.s; J = 0,2 N.m.s2;

Thông số của bộ điều khiển tốc độ: kpw = 2; kiw = 0,2;

Thông số của bộ điều khiển dòng điện: kpi = 3; kii= 150.


[1] S. Mehta và J. Chiasson, “Nonlinear control of a series DC motor:

Theory and experiment”, IEEE Transactions on industrial electronics, Vol. 45, Issue 1, 1998, pp. 134-141.

[2] L. Amet, M. Ghanes và J. P. Barbot, Super Twisting based step-by-

step observer for a DC series motor: Experimental results, IEEE

International Conference on Control Applications, 2013.

[3] J. U. Liceaga-Castro, I. I. Siller-Alcalá, J. Jaimes-Ponce, R. A. Alcántara-Ramírez và E. Arévalo Zamudio, “Identification and Real

Time Speed Control of a Series DC Motor”, Mathematical Problems

in Engineering, Vol. 2017, 2017.

[4] N. Boizot, E. Busvelle, J. P. Gauthier và J. Sachau, Adaptive gain extended Kalman filter: Application to a series-connected DC motor,

Conference on Systems and Control, Marrakech, Morocco, 2007.

[5] N. Boizot, E. Busvelle và J. Sachau, High-gain observers and

Kalman filtering in hard real-time, RTL 9th Workshop, 2007.

[6] H. Hammouri, H. G. Vu và H. Yahoui, “Local observer for infinitesimally observable nonlinear systems”, International

Journal of Control, Vol. 86, Issue 4, 2013, pp. 579-590.



TỔNG HỢP VẬT LIỆU CACBON NANO ỐNG VÀ ỨNG DỤNG ĐỂ

HẤP PHỤ XĂNG DẦU

SYNTHESIZING CARBON NANOTUBE MATERIAL AND ITS APPLICATION

TO OIL ABSORPTION

Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, Nguyễn Khương Bình

Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng;

[email protected], [email protected], [email protected]

Tóm tắt - Quá trình tổng hợp cacbon nano ống (CNTs) được thực hiện bằng phương pháp kết tụ hóa học trong pha hơi (CVD) trên bề mặt xúc tác Fe/γ-Al2O3 với nồng độ LPG là 31 %, H2 là 69 %, vận tốc dòng khí là 3,2 cm/phút và nhiệt độ là 710 °C. CNTs tạo ra được đánh giá bằng phương pháp kính hiển vi điện tử quét (SEM) và truyền qua (TEM) cho thấy tính ổn định cao, không thấy xuất hiện cacbon vô định hình và có đường kính ngoài ổn định ở 16,5 nm. Bề mặt riêng theo BET là 190 m2/g. Khả năng hấp phụ xăng, dầu trung bình từ 8 - 10 lần so với khối lượng của CNTs. Khả năng hấp phụ xăng dầu của vật liệu CNTs còn phụ thuộc vào độ cứng tổng, độ mặn của nguồn nước. Kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng, khả năng hấp phụ xăng, dầu trong môi trường nước biển và nước sông đạt đến 5,5 - 7 lần so với khối lượng CNTs.

Abstract - The synthesis of carbon nanotubes (CNTs) is carried out by the chemical vapor deposition method (CVD) on the Fe/γ-Al2O3 catalyst surface with the LPG concentration, flow velocity and temperature of 31%, 3.2 cm/min and 710°C, respectively. Under these conditions, the characterizations by SEM, TEM show that the obtained CNTs have high stability in the absence of amorphous carbon and out diameter of 16.5 nm. The surface area of BET is 190 m2/g. The gasoline and oil absorption capacity are 8 - 10 times compared with the mass of CNTs. The absorption capacity of CNTs depends on the total hardness and salinity of water. The results show that the gasoline and oil absorption capacity of CNTs from seawater and river water is from 5.5 to 7 times.

Từ khóa - cacbon nano; hấp phụ; ô nhiễm xăng dầu; tái sử dụng; sự cố tràn dầu.

Key words - carbon nanotubes; absorption; gasoline pollution; reusing; oil spills.


Tràn dầu là sự giải phóng hydrocarbon dầu mỏ lỏng vào

môi trường do các hoạt động khai thác, lưu trữ, vận chuyển

và sử dụng xăng dầu của con người. Tràn dầu không chỉ

ảnh hưởng tiêu cực đến nền kinh tế mà còn gây ảnh hưởng

nghiêm trọng đến môi trường sinh thái. Bên cạnh lượng

dầu tràn do sự cố rò rỉ hay tai nạn gây ra, hoạt động tàu

thuyền khi cập cảng để bốc xếp hàng hoá cũng phát sinh

nhiều nước thải nhiễm dầu. Nước làm mát máy nhiễm dầu

cũng đổ trực tiếp ra khu cảng neo đậu, làm ảnh hưởng đến

chất lượng nước bề mặt tại các khu cảng.

Theo các tính toán, trong điều kiện tĩnh, vệt dầu có ánh

sáng bạc ứng với lớp dầu dày 0,076 µm thì lượng dầu lan tỏa

trên diện tích mặt nước là 0,7 lít/ha. Khi vệt dầu có vết màu

với lớp dầu dày 0,15 µm thì lượng dầu lan tỏa trên diện tích

mặt nước là 1,5 lít/ha [1]. Bằng cách quan sát bề dày của

váng dầu và màu sắc của chúng trên mặt nước, người ta có

thể ước tính khối lượng dầu đã tràn. Lớp váng dầu càng

mỏng thì khả năng thu gom hay làm sạch càng khó khăn.

Đã có nhiều giải pháp kỹ thuật được đề xuất và sử dụng

để phục hồi nước bị ô nhiễm dầu như phương pháp cơ học

sử dụng phao quây, bơm hút đến thiết bị phân tách dầu;

phương pháp hấp phụ vật lý bằng các vật liệu hấp phụ xốp,

đốt tại chỗ hay sử dụng chất phân tán và phân hủy sinh học

[2]. Trong số các kỹ thuật nêu trên, giải pháp hấp phụ vật lý

là một kỹ thuật phổ biến, đơn giản và hiệu quả nhất. Các chất

hấp phụ được sử dụng để làm sạch dầu trong nước có thể

chia thành 3 nhóm điển hình: sợi tổng hợp, sợi tự nhiên và

khoáng chất vô cơ. Sợi tổng hợp như polyurethane,

polypropylene và butylrubber [3, 4, 5] đã được sử dụng rộng

rãi do đặc tính kỵ nước. Tuy nhiên, sự phân hủy chậm của

chúng là một bất lợi lớn và xử lý không triệt để được dầu.

Sợi tự nhiên thường có khả năng hấp phụ tương đối thấp và

chủ yếu là chất ưa nước, ví dụ: mùn cưa, rơm rạ [4], bắp ngô,

bã mía, vỏ chuối [6], sợi bông và sợi len [7, 8]. Các khoáng

chất vô cơ như đất sét, zeolit đều có khả năng hấp phụ thấp.

Để có thể xử lý một cách hiệu quả vết dầu trên mặt

nước, vật liệu phải có các tính chất quan trọng sau đây: (i)

Hấp phụ chọn lọc dầu trong hệ dầu-nước, tức là phải có tính

chất kỵ nước, ưa dầu; (ii) Có khối lượng riêng nhỏ để có thể

nổi lên mặt nước; (iii) Có thể tách được dầu khỏi vật liệu

bằng phương pháp đơn giản; (iv) Tái sử dụng được nhiều lần

và khả năng hấp phụ đạt từ 5 [9] hoặc 6 lần [10] trở lên thì

vật liệu đó có khả năng thương mại. Vật liệu trên cơ sở nano

cacbon đã, đang được nghiên cứu và đưa vào ứng dụng thực

tế vì có khả năng đáp ứng đầy đủ các yêu cầu này.

2. Thực nghiệm

2.1. Nguyên vật liệu, thiết bị và dụng cụ

Nguyên vật liệu gồm có: Bình khí LPG, loại 13 kg, áp

suất 5,5 kg/cm2; bình khí H2, loại 47 kg, áp suất

200 kg/cm2; bình khí N2, loại 47 kg, áp suất 200 kg/cm2; xúc

tác Fe/γ-Al2O3, xăng A95, dầu kerosene (KO) và dầu DO.

Thiết bị, dụng cụ: Hệ thống lò nung kiểu ống với vùng

nhiệt độ làm việc từ 0 – 1.000°C, thiết bị điều khiển lưu

lượng dòng và tín hiệu nhiệt tự động; ống tiêm (xy lanh) y

tế loại 5 ml và máy ép.

2.2. Quy trình tổng hợp CNTs và hấp phụ xăng dầu

2.2.1. Quy trình tổng hợp CNTs

Quy trình tổng hợp CNTs [11] được minh họa theo sơ

đồ Hình 1, bao gồm: lò phản ứng dạng ống, ống phản ứng

bằng Quartz cùng với các hệ thống điều khiển nhiệt độ và

lưu lượng.




https://vi.wikipedia.org/wiki/Hi%C4%91r%C3%B4cacbon

https://vi.wikipedia.org/wiki/D%E1%BA%A7u_m%E1%BB%8F

https://vi.wikipedia.org/wiki/Ch%E1%BA%A5t_l%E1%BB%8Fng

20 Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, Nguyễn Khương Bình

Hình 1. Sơ đồ tổng hợp cacbon nano ống

Mô tả quá trình tổng hợp: Lấy 5 g xúc tác Fe/γ-Al2O3

cho vào thuyền sứ và đặt vào giữa tâm lò nung. Sau 1 giờ

khử xúc tác ở nhiệt độ 500°C bằng dòng khí H2, hỗn hợp

khí có thành phần thể tích là 31 % LPG và 69 % H2 được

đưa qua thiết bị với vận tốc dòng 3,2 cm/phút và nâng dần

nhiệt độ đến nhiệt độ tổng hợp là 710°C [12] với tốc độ

nâng nhiệt là 10°C/phút. Sau 2 giờ tổng hợp, khoảng 50 g

CNTs hình thành sẽ được làm nguội bằng dòng khí N2 đến

nhiệt độ phòng.

2.2.2. Quy trình hấp phụ xăng dầu

Việc nghiên cứu khả năng hấp phụ xăng dầu bằng

CNTs được thực hiện theo quy trình đã được Fan Z và cộng

sự đề nghị [13] qua các bước sau:

- Cho 0,2 g CNTs vào ống tiêm y tế (5 ml), sau đó thêm

các sản phẩm xăng dầu (xăng A95, dầu lửa và dầu Diesel)

vào và giữ trong 30 phút.

- Ống xy lanh được treo thẳng đứng trong 30 phút để

lượng dầu dư thừa không bị hấp phụ thoát ra hết, như được

mô tả trên Hình 2.

Việc thu hồi dầu hấp phụ từ CNTs để tái sử dụng vật

liệu CNTs được thực hiện bằng 2 phương pháp: Phương

pháp ép piston và phương pháp đốt cháy sản phẩm xăng

dầu đã hấp phụ:

- Phương pháp ép piston của ống tiêm y tế dưới áp suất

3 bar cho đến khi không còn dầu chảy xuống. Khả năng hấp

phụ (q) của CNTs được tính bằng công thức: q = m/M, trong

đó m là khối lượng của dầu hấp phụ và M là khối lượng ban

đầu của CNTs. Quá trình được lặp lại nhiều lần để xác định

hiệu suất cũng như mức độ tái sử dụng của CNTs.

- Phương pháp nhiệt cũng được sử dụng để so sánh hiệu

quả thu hồi và tái sử dụng của CNTs. Sau khi hấp phụ dầu,

tổng khối lượng của CNTs và dầu là m1. Sau đó, đốt hỗn

hợp ở môi trường tự nhiên đến khi hết cháy, khối lượng còn

lại là m2. Khối lượng của dầu hấp phụ được tính bằng m1-

m2. Quá trình này cũng được lặp lại nhiều lần để đánh giá

khả năng tái sử dụng của vật liệu.

Hình 2. Dụng cụ xy lanh dùng ép tách dầu ra khỏi CNTs

3. Kết quả nghiên cứu và bình luận

3.1. Khảo sát đặc trưng của CNTs

Kết quả phân tích CNTs bằng kính hiển vi điện tử quét-

SEM (Hình 3) và truyền qua-TEM (Hình 4) cho thấy,

cacbon nano hình thành là cacbon nano dạng ống, có tính

ổn định cao, không có cacbon vô định hình với đường kính

ngoài 16,5 nm. Bề mặt riêng của mẫu CNTs đo được bằng

phương pháp hấp phụ đẳng nhiệt N2 ở 77°K và xử lý số liệu

theo lý thuyết BET là SBET = 190 m2/g.

Hình 3. Ảnh SEM CNTs với độ phóng đại 5.000 và 15.000 lần

Hình 4. Ảnh TEM CNTs với độ phóng đại 25.000 và

150.000 lần

Để khảo sát hàm lượng cacbon, kim loại Fe và Al trong mẫu

CNTs thu được, nhóm tác giả tiến hành phân tích phổ tán sắc

năng lượng tia X (EDX). Kết quả được thể hiện trên Hình 5.

Hình 5. Phổ tán sắc EDX của CNTs

Các kết quả trên Hình 5 cho thấy, sản phẩm CNTs sau

khi tổng hợp có hàm lượng cacbon cao, chiếm 92,3 % về

khối lượng và 98,4 % theo nguyên tử. Trong khi đó, hàm

lượng Fe và Al lần lượt là 0,44 % và 1,31 % theo khối

lượng; 0,1 % và 0,62 % tính theo nguyên tử.

Kết quả nghiên cứu đặc trưng vật liệu CNTs bằng

phương pháp phân tích nhiệt trọng trường - TGA (Hình 6)

cho thấy, trong môi trường không khí, vật liệu CNTs bắt

đầu bị đốt cháy ở nhiệt độ khoảng 500°C với vị trí đỉnh pic

ở 610°C. Đây chính là cơ sở để nhóm tác giả đề xuất

phương pháp thu hồi CNTs để tái sử dụng bằng phương

pháp đốt dầu bị hấp phụ.

Kết quả nghiên cứu cũng cho thấy rằng hiệu suất tổng

hợp CNTs từ LPG trên xúc tác Fe/-Al2O3 là 10 lần, cao hơn


nhiều so với khi tổng hợp CNTs từ LPG với xúc tác Ni/Zeolit

là 2 lần [14]. Hiệu suất tổng hợp CNTs cao cũng là một điều

kiện cần thiết để triển khai các ứng dụng của vật liệu nano

cacbon này vào trong đời sống và công nghiệp.

Hình 6. Giản đồ TGA của vật liệu CNTs trong

môi trường không khí

3.2. Ảnh hưởng của các loại dầu đến khả năng và số lần

hấp phụ của CNTs

Khả năng hấp phụ và tái sử dụng của CNTs khi hấp phụ

xăng A95, dầu KO và DO được thực hiện bằng phương pháp

ép và phương pháp đốt. Khả năng hấp phụ dầu và số lần tái

sử dụng của CNTs được trình bày trong Hình 7 và Hình 8.

Hình 7. Khả năng hấp phụ từng loại nhiên liệu theo

phương pháp ép và phương pháp đốt

Các kết quả trên Hình 7 cho thấy, khả năng hấp phụ

xăng A95 và dầu KO theo phương pháp đốt và ép gần giống

nhau, đạt khoảng 9 - 10 g xăng, KO/1 g CNTs (gấp 9 - 10

lần) trong lần hấp phụ đầu tiên và ổn định ở các giá trị từ 8

- 8,5 lần ở các lần hấp phụ sau. Đối với DO, khả năng hấp

phụ của CNTs đạt đến 11 lần trong lần hấp phụ đầu và

phương pháp đốt có dung lượng hấp phụ cao hơn so với

phương pháp ép khi vật liệu CNTs được tái sử dụng: 9,5

lần so với 8,5 lần. Theo phương pháp ép, kết quả này cao

hơn so với nghiên cứu của Huie Liu và cộng sự (~5 g xăng

dầu/1g CNTs) [15].

Hình 8. Khả năng hấp phụ xăng dầu của CNTs tái sử dụng theo

phương pháp đốt và phương pháp ép

Các kết quả trên Hình 8 cho thấy, với việc tăng số lần

tái sử dụng, khả năng hấp phụ xăng dầu của CNTs giảm và

có xu hướng ổn định dần. Mức độ hấp phụ dầu tăng dần từ

xăng A95 đến dầu KO rồi đến DO (A95<KO<DO). Sự thay

đổi cấu trúc tế vi của CNTs trước, sau quá trình ép và đốt

để loại bỏ dầu hấp phụ được phân tích bằng ảnh SEM như

trình bày ở Hình 9.

Hình 9. Phân tích SEM mẫu CNTs hấp phụ xăng A95

sau khi ép (a) và đốt (b)

Kết quả ở Hình 9 cho thấy, khi sử dụng phương pháp

ép, khoảng cách giữa các ống sát gần nhau hơn (Hình 9a)

so với mẫu đốt (Hình 9b). Cấu trúc hình học ống cacbon

nano của cả hai mẫu ép và đốt vẫn không thay đổi.

3.3. Ảnh hưởng của độ cứng tổng (Ca2+ và Mg2+) của

nước sông và nước biển đến khả năng và số lần hấp phụ

Kết quả phân tích độ cứng tổng của nước sông (mẫu lấy

tại sông Cẩm Lệ có độ mặn 0,2 o/oo) và nước biển (mẫu lấy

tại vịnh Đà Nẵng có độ mặn 30 o/oo) có độ cứng tổng (theo

Ca2+ và Mg2+) lần lượt là 30 mg/l và 5.800 mg/l. Khi hàm

lượng ion Ca2+ và Mg2+ trong nước khác nhau thì khả năng

hấp phụ xăng dầu của CNTs cũng khác nhau và được trình

bày trên Hình 10.

Hình 10. Ảnh hưởng của độ cứng tổng đến

khả năng hấp phụ xăng dầu

Các kết quả trên Hình 10 cho thấy, mức độ hấp phụ

xăng A95, dầu KO, DO trong môi trường nước sông gần

như nhau và đạt khoảng 7 lần. Trong khi đó, ở môi trường

nước biển, mức độ hấp phụ xăng A95, dầu KO gần như

nhau và đạt khoảng 5,5 lần, thấp hơn so với dầu DO đạt

khoảng 6,8 lần. Qua đó cho thấy, khả năng hấp phụ xăng

dầu trong môi trường sông lớn hơn môi trường biển. Nguồn

nước có độ cứng càng cao thì khả năng hấp phụ xăng dầu

của vật liệu CNTs càng giảm. Điều này có thể là do các ion

kim loại có trong nước bị hấp phụ và chiếm chỗ bề mặt

hoạt động của CNTs, làm giảm khả năng hấp phụ xăng dầu.

Môi trường nước sông và biển làm giảm khả năng hấp

phụ xăng dầu của CNTs so với mẫu trắng ban đầu từ 20%

đến 35%.

4. Kết luận

Vật liệu CNTs được tổng hợp từ nguồn cacbon là LPG

với xúc tác Fe/γ-Al2O3 có cấu trúc ổn định, đường kính

ngoài của ống trung bình là 16,5 nm, bề mặt riêng

SBET = 190 m2/g là vật liệu tiềm năng để ứng dụng trong xử

lý dầu tràn. Khả năng hấp phụ dầu và tái sử dụng của vật

liệu CNTs bằng các phương pháp ép và đốt đã được nghiên

(a) (b)

22 Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, Nguyễn Khương Bình

cứu cho thấy khả năng hấp phụ dầu cao (9 - 11 lần) và ổn

định khi tái sử dụng (8 - 8,5 lần). Trong môi trường nước

thực tế (nước sông và nước biển), khả năng hấp phụ dầu

của CNTs giảm khi độ cứng tổng hay độ mặn của nguồn

nước cao. Tuy nhiên, khả năng hấp phụ vẫn ổn định ở mức

cao, đạt giá trị từ 5,5 - 7 lần so với khối lượng của CNTs

ban đầu.

Lời cám ơn: Nhóm tác giả bài báo xin cám ơn Trường

Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng đã tài trợ cho nghiên

cứu này qua đề tài cấp cơ sở mã số: T2017-02-70.


[1] Metcalf & Eddy, Wastewater Engineering, Treatment and Reuse,

4th ed. New York, McGraw-Hill, 2003. [2] Cheng M., Gao Y., Guo X., et al, “A functionally integrated device

for effective and facile oil spill cleanup”, Langmuir, 27(12), 2011,

pp. 7371-7375. [3] Duong H. T. T., Burford R. P., “Effect of foam density, oil viscosity

and temperature on oil sorption behavior of polyurethane”, Journal

of Applied Polymer Science, 99(1), 2006, pp 360-367. [4] Use of sorbent materials in oil spill response, The International

Tanker Owners Pollution Federation Limited, UK, 2012.

[5] Ceylan D., Dogu S., Karacik B., et al, “Evaluation of butyl rubber as sorbent material for the removal of oil and polycyclic aromatic

hydrocarbons from seawater”, Environmental Science &

Technology, 43(10), 2009, pp. 3846-3852. [6] G. Alaa El-Din, A.A. Amer, G. Malsh, M. Hussein, “Study on the

use of banana peels for oil spill”, Alexandria Engineering Journal,

doi: 10.1016/j.aej.2017.05.020, 2017. [7] Radetic M M, Jocic D M, Jovancic P M, et al, “Recycled wool-based

nonwoven material as an oil sorbent”, Environmental Science &

Technology, 37(5), 2003, pp. 1008-1012. [8] Radetic M., Ilic V., Radojevic D., et al, “Efficiency of recycled

wool-based nonwoven material for the removal of oils from water”,

Chemosphere, 70(3), 2008, pp. 525-530. [9] World Catalogue of Oil Spill Response Products, 1997-1998.

[10] M. Saito, N. Ishii, S. Ogura, S. Maemura, and H. Suzuki,

“Development and water tank tests of Sugi Bark sorbent”, Spill Science & Technology Bullentin, 8 (5-6), 2003, 475-482.

[11] Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Đình Lâm, “Nghiên cứu đề xuất quy trình tổng hợp cacbon nano bằng phương pháp phân hủy xúc tác các

hợp chất chứa cacbon trong điều kiện Việt Nam”, Tạp chí Khoa học

và Phát triển, Sở Khoa học và Công nghệ thành phố Đà Nẵng, 2005 [12] Huỳnh Anh Hoàng, Nguyễn Hữu Phú, Trần Châu Cẩm Hoàng,

Nguyễn Đình Lâm, “Tối ưu hóa quá trình tổng hợp cacbon nano ống

từ LPG”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, Tập 38, 2010, trang 52-59.

[13] Fan Z, Yan J, Ning G, et al, “Oil sorption and recovery by using

vertically aligned carbon nanotubes”, Elsevier Ltd. Carbon, 48(14), 2010, pp. 4197-4200, doi:10.1016/j.carbon.2010.07.002.

[14] Apisit S., Paranchai P., “Preparation of carbon nanotubes by nickel

catalyzed decomposition of LPG”, The Kasetsart Journal, Vol. 35, No. 3, 2001, pp. 354-359.

[15] Tao Liu, Shuang Chen, Huie Liu, “Oil Adsorption and Reuse

Performance of Multi-Walled Carbon Nanotubes”, Science Direct, Procedia Engineering, 102, 2015, pp. 1896 – 1902.



THIẾT KẾ VÀ MÔ PHỎNG HỆ THỐNG ĐIỆN NĂNG LƯỢNG MẶT TRỜI

KHÔNG NỐI LƯỚI

DESIGN AND SIMULATION OF STAND-ALONE PHOTOVOLTAIC POWER SYSTEM

Nguyễn Lê Hòa, Phạm Tiến Đạt, Đỗ Xuân Khải

Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng;

[email protected], [email protected], [email protected]

Tóm tắt - Trong bài bài báo này nhóm tác giả đề xuất thiết kế hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới. Hệ thống bao gồm tấm pin năng lượng mặt trời, bộ chuyển đổi boost kết hợp với thuật toán tìm điểm công suất cực đại và bộ chuyển đổi buck kết hợp với phương pháp sạc ắc quy. Trong đó, kỹ thuật điện dẫn gia tăng được sử dụng để cho phép hệ thống có thể tìm và bám điểm công suất cực đại khi cường độ bức xạ năng lượng mặt trời thay đổi. Đồng thời, ý tưởng về phương pháp sạc ắc quy bằng cách điều chỉnh dòng điện liên tục và phù hợp nhằm nâng cao tuổi thọ cho ắc quy cũng được đề xuất. Để đánh giá về tính khả thi của hệ thống thiết kế, phần mềm Matlab/Simulink được sử dụng để mô phỏng và đánh giá kết quả.

Abstract - In this paper, the authors present a method to design a stand-alone photovoltaic power system. The designed system includes a photovoltaic array system, a DC-DC boost converter with a maximum power point tracking algorithm, and a DC-DC buck converter plus a battery charger. The incremental conductance technique is proposed for tracking the maximum power point generated by the photovoltaic system. Also, the concept of current regulation method is presented for charging battery to increase the battery lifetime. In order to verify the effectiveness of the proposed method, simulations are carried out by using Matlab/Simulink software and then the results are analyzed.

Từ khóa - hệ năng lượng mặt trời; mô hình tấm PV; tìm điểm công suất cực đại; sạc ắc quy; bộ chuyển đổi DC-DC.

Key words - solar power system; PV array model; maximum power point tracking; battery charger; DC-DC converter.

1. Giới thiệu chung

Trong khi các nguồn điện hóa thạch hay thủy điện đang

ngày một đối mặt với áp lực về môi trường thì việc phát

triển các nguồn điện tái tạo, trong đó có năng lượng mặt

trời đang thu hút được nhiều sự đầu tư của các chính phủ,

các nhà nghiên cứu trên thế giới. Một hệ thống điện năng

lượng mặt trời không nối lưới về cơ bản bao gồm: Hệ thống

tấm pin năng lượng mặt trời (PV – photovoltaic) biến đổi

trực tiếp ánh sáng mặt trời thành điện năng; Bộ chuyển đổi

DC/DC; Hệ thống ắc quy lưu trữ điện năng.

Để nâng cao hiệu suất của việc chuyển đổi điện năng,

một hệ thống điện năng lượng mặt trời phải được tích hợp

bộ điều khiển bám điểm công suất cực đại (MPPT –

Maximum Power Point Tracking). Hiện nay, các phương

pháp điều khiển MPPT bao gồm:

- (1) Phương pháp phản hồi điện áp, phương pháp này

sử dụng điện áp phản hồi từ tấm PV và so sánh với một

điện áp tham chiếu cố định để tạo ra tín hiệu điều chỉnh

duty cycle (D) của bộ chuyển đổi DC/DC [1]. Ưu điểm của

phương pháp này là đơn giản, tuy nhiên nhược điểm lớn

nhất của phương pháp này là không có khả năng bám điểm

công suất cực đại (MPP) khi môi trường biến động như

thay đổi cường độ bức xạ, nhiệt độ,…

- (2) Phương pháp nhiễu loạn và quan sát (P&O –

Perturbation and Observer) hoạt động bằng cách tăng (hoặc

giảm) một chu kỳ điện áp (hoặc dòng điện) đầu ra của tấm

PV và so sánh công suất đầu ra tương ứng tại thời điểm

n+1, P(n+1), với công suất trước đó, P(n). Nếu sự tăng

(hoặc giảm) điện áp đầu ra dẫn tới làm tăng công suất

(ΔP > 0) thì giữ nguyên chiều hướng tăng (hoặc giảm) đó,

nếu ΔP < 0 thì thay đổi điện áp theo chiều ngược lại. Quá

trình lặp lại cho đến khi đạt đến MPP (tức là ΔP = 0) [2, 3].

Nhược điểm của phương pháp này là tạo ra sự dao động

ngay cả khi đã đạt được MPP;

- (3) Phương pháp điện dẫn gia tăng (INC – Incremental

Conductance) dò tìm MPP bằng cách dò tìm điểm ứng với

dP/dV = 0 (tương ứng với ΔI/ΔV = -I/V) theo thuật toán

tương tự như phương pháp P&O [4]. Ưu điểm của phương

pháp này so sánh với 2 phương pháp trên là khả năng tìm

được MPP ngay cả khi môi trường thay đổi (cường độ bức

xạ, nhiệt độ,…).

Ngoài ra, để giảm giá thành của hệ thống điện năng

lượng mặt trời không nối lưới thì các phương pháp nạp/ xả

ắc quy đóng vai trò quan trọng trong việc nâng cao trạng thái

sạc (SOC – State of Charge), từ đó nâng cao tuổi thọ của ắc

quy, giảm chi phí bảo dưỡng. Phương pháp sạc ắc quy phổ

biến trong hệ thống PV là nối trực tiếp ngõ ra của tấm PV

tới ắc quy, do đó ắc quy được cấp dòng cực đại từ tấm PV

cho đến khi điện áp trên ắc quy đạt đến giới hạn trên thiết kế

(overcharge limit) thì sẽ được ngắt kết nối khỏi tấm PV [5].

Cũng tương tự như phương pháp trên, nhưng khi điện áp trên

ắc quy tăng đến một giá trị điện áp điều chỉnh thì hoặc duy

trì điện áp ở giá trị đó [6] hoặc duy trì ở một giá trị điện áp

thả nổi thấp hơn để kết thúc quá trình nạp [7]. Nhược điểm

của các phương pháp sạc này là giá trị điện áp trên thiết kế

hay giá trị điện áp điều chỉnh không phải luôn tương ứng với

điều kiện sạc đầy của ắc quy (100% SOC), do đó ắc quy sẽ

vẫn ở trạng thái nạp thả nổi trong thời gian dài. Để khắc phục

hạn chế trên, phương pháp nạp với dòng điện được liên tục

giảm xuống mỗi khi điện áp ắc quy đạt đến giới hạn trên thiết

kế cho đến khi ắc quy được sạc đầy [8].

Bài báo đề xuất một hệ thống điện năng lượng mặt trời

không nối lưới, trong đó kết hợp phương pháp bám điểm

công suất cực đại sử dụng kỹ thuật điện dẫn gia tăng INC

để nâng cao hiệu suất biến đổi năng lượng và phương pháp

sạc pin điều chỉnh dòng nạp để nâng cao chất lượng và tuổi

thọ của ắc quy. Đồng thời, dẫn ra mô hình toán học cho

toàn bộ hệ thống nhằm thuận tiện cho việc mô phỏng và

đánh giá kết quả.



24 Nguyễn Lê Hòa, Phạm Tiến Đạt, Đỗ Xuân Khải

2. Hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới

Hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới được

đề xuất như trong Hình 1. Hệ thống này bao gồm các tấm

pin năng lượng mặt trời, bộ chuyển đổi boost kết hợp với

thuật toán MPPT, bộ chuyển đổi buck kết hợp với bộ điều

khiển sạc và hệ thống ắc quy lưu trữ điện năng.

Hình 1. Sơ đồ cấu trúc của hệ thống điện

năng lượng mặt trời đề xuất

2.1. Mô hình tấm PV

Sơ đồ mạch tương đương của tấm PV (gồm nhiều tế

bào PV mắc nối tiếp và song song) được mô tả như trong

Hình 2.

+

-

V

Hình 2. Sơ đồ mạch tương đương của tấm PV

Phương trình đặc tính I-V của tấm PV được dẫn ra như

sau [9].

P

S

t

Spv

R

IRV

aV

IRVIII

1exp0 (1)

Trong đó: I, V lần lượt là dòng điện và điện áp ngõ ra

của tấm PV, Ipv là dòng điện sinh ra bởi nguồn sáng chiếu

vào tấm PV (tỷ lệ với cường độ bức xạ), I0 là dòng điện bão

hòa ngược của đi-ốt, Rs và Rp là điện trở tương đương của

Ns và Np tế bào PV mắc nối tiếp và song song tương ứng,

qkTNV st là điện áp nhiệt của Ns tế bào mắc nối tiếp

(k = 1,38x10-23 J/K là hằng số Boltzmann, q = 1,6x10-19 C

là điện tích electron, T là nhiệt độ Kelvin của tiếp giáp

p-n), và a là hằng số lý tưởng của đi-ốt.

Sự phụ thuộc của dòng quang điện Ipv vào cường độ bức

xạ và nhiệt độ được xác định bởi phương trình sau:

nTi

n

pvpvG

GkII (2)

trong đó, n

pvI là dòng quang điện ở điều kiện tiêu chuẩn

(nhiệt độ là 25°C, cường độ bức xạ là 1.000 W/m2), ki là hệ

số nhiệt độ của dòng ngắn mạch, n

T TT với T là

nhiệt độ của tấm pin, nT là nhiệt độ tiêu chuẩn theo đơn vị

Kelvin (nghĩa là KT n 29827325 ), G là cường độ

bức xạ và Gn = 1.000W/m2 là cường độ bức xạ tiêu chuẩn.

Dòng điện bão hòa ngược của đi-ốt I0 phụ thuộc vào

nhiệt độ theo biểu thức sau:

TTak

qE

T

TII

n

gn

n 11exp

3

00 (3)

trong đó, Eg là năng lượng vùng cấm (bandgap energy) của

chất bán dẫn, nI 0 là dòng điện bão hòa tiêu chuẩn của đi-ốt,

được cho bởi công thức sau [9].

1exp

0

t

n

oc

n

scn

aV

V

II , (4)

với n

scI và n

ocV lần lượt là dòng điện ngắn mạch và điện áp

hở mạch của tấm PV ở điều kiện tiêu chuẩn.

Từ (1) ta có thể xây dựng đường đặc tính I-V của tấm

PV như trong Hình 3. Trong đó, có 3 điểm quan trọng trên

đường đặc tính thể hiện tham số của tấm PV là: điểm ngắn

mạch (0, Isc), điểm hở mạch (Voc, 0) và điểm công suất cực

đại (VMPP, IMPP).

Hình 3. Đường đặc tính I-V của tấm PV

2.2. Thiết kế hệ thống MPPT

Để nâng cao hiệu suất của việc chuyển đổi năng lượng

trong hệ thống điện năng lượng mặt trời thì hệ thống MPPT

được thiết kế với mục đích bám MPP sinh ra bởi tấm PV

ngay cả khi có sự thay đổi về môi trường (cường độ bức

xạ, nhiệt độ) cũng như sự biến động của tải. Trong bài báo

này, hệ thống MPPT đề xuất gồm bộ chuyển đổi DC-DC

(bộ boost) kết hợp với giải thuật điều khiển MPPT được

mô tả như trong Hình 1. Để có thể tìm và bám điểm công

suất cực đại khi cường độ bức xạ năng lượng mặt trời thay

đổi, phương pháp INC được sử dụng [4].

Với phương pháp INC, thì MPP được xác định như sau

(Hình 5):

dP/dV = 0, tại MPP

dP/dV < 0, bên phải MPP (5)

dP/dV > 0, bên trái MPP

Mặt khác, ta lại có:

V

IVI

dV

dIVI

dV

VId

dV

dP

)( (6)


Nên từ điều kiện trong phương trình (5), ta suy ra

ΔI/ΔV = - I/V, tại MPP

ΔI/ΔV < - I/V, bên phải MPP (7)

ΔI/ΔV > - I/V, bên trái MPP

Lưu đồ thuật toán của phương pháp INC để tìm MPP

được mô tả như trong Hình 5. Từ lưu đồ thuật toán, ta thấy

MPP sẽ đạt được khi điện dẫn tức thời của tấm PV (I/V)

bằng với điện dẫn gia tăng (ΔI/ΔV). Khi đã đạt được MPP

thì hệ thống sẽ tiếp tục làm việc ở MPP cho đến khi phát

hiện sự thay đổi của ΔI, tức là sự thay đổi của cường độ

bức xạ (hay nhiệt độ). Khi đó, thuật toán sẽ tăng hoặc giảm

điện áp theo quy luật (7) để nhanh chóng bám MPP mới.

Việc thay đổi điện áp và dòng điện ra bộ boost (I0, V0) được

thực hiện bằng cách điều chỉnh duty cycle D của xung kích

mở MOSFET, theo quan hệ sau:

D

VV

10

; )1(0 DII (8)

trong đó, V, I lần lượt là điện áp và dòng điện ra của tấm PV.

Hình 4. Đường đặc tính P-V và điểm công suất cực đại

Bắt đầu

thuật toán

Các giá trị đầu vào :

V(t), I(t), V(t-1), I(t-1)

V= 0

V=V(t)-V(t-1)

I=I(t)-I(t-1)

I/ V=-I/V

I < 0

D(T)=D(T-1)-ΔD D(T)=D(T-1)+ΔD D(T)=D(T-1)+ΔD D(T)=D(T-1)-ΔD

I/ V > -I/V

I= 0sai

đúng

đúng

đúng

đúng

SAI

sai

sai sai

sai

Hình 5. Lưu đồ thuật toán tìm MPP của phương pháp INC

2.3. Thiết kế bộ điều khiển sạc ắc-quy

Như đã đề cập ở Phần 1, kỹ thuật sạc ắc quy đóng vai trò

quan trọng trong việc nâng cao tuổi thọ, giảm thời gian sạc cho

ắc quy. Đặc biệt, với hệ thống điện năng lượng mặt trời, việc

vận chuyển tối đa năng lượng sinh ra bởi tấm PV (phụ thuộc

vào cường độ bức xạ, nhiệt độ môi trường) tới ắc quy đồng thời

đảm bảo ắc quy đạt 100% SOC trong thời gian ngắn là vấn đề

cốt yếu của hệ thống điện năng lượng mặt trời không nối lưới.

Trong bài báo này, kỹ thuật sạc ắc quy với dòng, áp liên

tục được điều chỉnh sẽ được áp dụng [8]. Ý tưởng của

phương pháp điều khiển quá trình sạc này được mô tả như

trong Hình 6. Quá trình nạp bắt đầu với dòng điện cực đại

cho phép I0, thường I0 được lựa chọn bằng C/5, trong đó

C (Ah) là dung lượng của ắc quy, để bảo vệ ắc quy khỏi sự

quá nhiệt. Khi đó, điện áp đo được trên ắc quy (Vb) sẽ tăng

lên cho đến khi đạt đến ngưỡng giới hạn trên cho phép

(overcharge limit) Vbmax, tại đó ắc quy sẽ đạt được khoảng

80% SOC. Dòng sạc cực đại sẽ được giảm xuống bằng I1,

dẫn đến điện áp trên ắc quy giảm xuống rồi tăng lên, đạt giá

trị ngưỡng Vbmax, khi đó tiếp tục giảm dòng sạc cực đại cho

phép xuống I2. Quá trình được lặp lại cho đến khi dòng sạc

cực đại cho phép bằng In = C/100 và khi điện áp ắc quy tăng

đến ngưỡng giới hạn trên thì ắc quy sẽ đạt 100% SOC, nghĩa

là ắc quy được nạp đầy. Dòng sạc sẽ được duy trì bằng

C/100 để bù lại phần năng lượng tiêu thụ bởi mạch điều

khiển (bộ chuyển đổi DC-DC, vi điều khiển) và quá trình tự

xả của ắc quy. Như vậy, trong Hình 6, đồ thị dòng điện biểu

diễn sự điều chỉnh dòng sạc cực đại cho phép. Tuy nhiên,

giá trị dòng sạc thực tế có thể nhỏ hơn giá trị này vì phụ

thuộc vào công suất sinh ra bởi tấm PV.

Vb

Ib,max

C0

C1

C2

Cn=C/100Ireg

...

...

80% SOC 100% SOC

Vb,max

Vb,min

t

t Hình 6. Ý tưởng phương pháp điều chỉnh quá trình

sạc ắc quy

Sơ đồ cấu trúc của hệ thống sạc ắc quy được mô tả như

trong Hình 1. Trong đó, bộ điều khiển sạc sẽ sử dụng giá

trị dòng điện và điện áp trên ắc quy để tính toán duty cycle

(D) kích mở MOFET của bộ buck, từ đó hiệu chỉnh được

dòng và áp sạc cho ắc quy.

Trên cơ sở ý tưởng của phương pháp sạc được trình bày ở

Hình 6, lưu đồ thuật toán của bộ điều khiển sạc được mô tả

chi tiết như trong Hình 7. Thuật toán được tóm tắt như sau:

- Nếu dòng sạc lớn hơn dòng cực đại cho phép

(Ib > Ibmax), nghĩa là tấm PV cung cấp công suất lớn hơn

yêu cầu, do đó phải điều chỉnh duty cycle của bộ buck để

giảm dòng sạc xuống (Mode 1).

- Ngược lại, nếu dòng sạc nhỏ hơn dòng cực đại cho

phép (Ib < Ibmax) và điện áp ắc quy Vb đạt đến ngưỡng giới

hạn trên Vbmax, thì phải giảm dòng sạc cực đại xuống β lần.

Quá trình này được lặp lại cho đến khi dòng sạc cực đại đạt

đến C/100, tương ứng với ắc quy đạt 100% SOC và dòng

sạc được duy trì bởi Ireg = C/100.

- Nếu điện áp sạc nhỏ hơn điện áp ngưỡng giới hạn trên

cho phép (Vb < Vbmax) và dòng sạc Ib < Ibmax, nghĩa là cần

tối ưu hóa năng lượng vận chuyển từ tấm PV tới ắc quy,

khi đó quá trình tìm MPP phải được thực hiện.

26 Nguyễn Lê Hòa, Phạm Tiến Đạt, Đỗ Xuân Khải

Bắt đầu thuật toán

Đo Vb và Ib

Vb >Vbmax

UP=1

Ibmax >Ibmin Ibmax = β *Ibmax

Ibmax = Ireg

Vb >Vbmin Reset Ibmax

Thay đổi D

Ib > Ibmax UP=0đúng

đúng đúng

đúng

sai

sai

sai

sai

sai

Hình 7. Lưu đồ thuật toán quá trình sạc ắc quy

3. Kết quả mô phỏng

3.1. Mô phỏng hệ thống MPPT

Để đánh giá hiệu quả của hệ thống MPPT và bộ điều

khiển sạc ắc quy đề xuất, mô hình của hệ thống điện năng

lượng mặt trời không nối lưới (Hình 1) và các thuật toán

điều khiển tìm MPP (Hình 5) và điều khiển sạc (Hình 7) sẽ

được thực hiện trên phần mềm Matlab/Simulink. Thông số

của tấm PV và của ắc quy sử dụng trong bài báo được liệt

kê như trong Bảng 1.

Bảng 1. Tham số mô phỏng của hệ thống

Thiết bị Tham số Giá trị

Tấm PV

ISC 4,9A

VOC 33V

IMPP 4,4A

VMPP 26V

NS 54

NP 1

ki 0,003A/°C

Eg 1,12V

Rs 0,001Ω

Rp 900Ω

Ắc quy

Vbmax 13,6V

Vbmin 12V

Ibmax 8A

Ibmin 1A

Đặc tính P-V và I-V của tấm PV ở các cường độ bức xạ

khác nhau (G = 800 W/m2; 1.000 W/m2; 1.200 W/m2) được

thể hiện như trong Hình 8, trong đó nhiệt độ môi trường

được giả thiết là không đổi và bằng 25°C. Từ đặc tính P-V

ta thấy rằng khi thay đổi cường độ bức xạ thì công suất ngõ

ra của tấm PV cũng thay đổi với điểm công suất cực đại

được thể hiện rõ như trong Hình 8. Hình 9 thể hiện công

suất ngõ ra của bộ biến đổi boost với thuật toán tìm MPP

bằng phương pháp INC đề xuất khi thay đổi cường độ bức

xạ từ 800 W/m2 lên 1.200 W/m2 và sau đó giảm xuống

thành 1.000 W/m2. Kết quả mô phỏng cho thấy thuật toán

INC có khả năng tìm và bám điểm công suất cực đại trong

khoảng thời gian ngắn. Ngoài ra, có thể thấy từ Hình 9, mỗi

khi đạt được điểm công suất cực đại, thì hệ thống sẽ làm

việc tại điểm công suất cực đại mà không có sự dao động

giống như đối với phương pháp P&O.

Hình 8. Đặc tính P-V và đặc tính I-V của tấm PV

ở các cường độ bức xạ khác nhau

Hình 9. Công suất ngõ ra của bộ biến đổi boost với

thuật toán INC tương ứng với sự thay đổi của cường độ bức xạ

Hình 10. Điện áp và dòng điện của ắc quy trong

quá trình sạc với SOC >80%


Hình 10 thể hiện sự thay đổi của dòng sạc và điện áp sạc

ắc quy trong quá trình sạc với SOC > 80%. Từ kết quả mô

phỏng ta thấy, trong quá trình sạc khi SOC > 80% thì dòng

sạc cực đại liên tục được điều chỉnh giảm xuống mỗi khi điện

áp sạc đạt đến ngưỡng giới hạn trên là 13,6 V.

4. Kết luận

Bài báo đề xuất hệ thống năng lượng mặt trời không nối

lưới, trong đó phương pháp tìm điểm công suất cực đại

bằng kỹ thuật điện dẫn gia tăng cùng với phương pháp sạc

ắc quy với dòng sạc liên tục được điều chỉnh, được đề xuất

nhằm nâng cao tuổi thọ của ắc quy. Kết quả mô phỏng bằng

Matlab/Simulink cho thấy hiệu quả của các phương pháp

được đề xuất.

Lời cảm ơn: Bài báo này được tài trợ bởi Trường Đại

học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng với đề tài có mã số:

T2017-02-97.


[1] R. Kadri, J.P. Gaubert, and G. Champenois, “An improved maximum

power point tracking for photovoltaic grid-connected inverter based on photovoltaic grid-connected inverter”, IEEE Transactions on

Industrial Electronics, Vol. 58, No. 1, 2011, pp. 66-75.

[2] E.Koutroulis, K. Kalaitzakis, and N.C. Voulgaris, “Development of

a microcontroller-based, photovoltaic maximum power point tracking control system”, IEEE Transactions on Power Electronics,

Vol. 16, No. 1, 2001, pp. 46-54.

[3] Q. Mei, M. Shan, L. Liu, and J.M. Guerrero, “A novel improved

variable step-size incremental-resistance MPPT method for PV

systems”, IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 58, No. 6, 2011, pp. 2427-2434.

[4] K.H. Hussein, I. Muta, T. Hoshino, and M. Osakada, “Maximum

photovoltaic power tracking: An algorithm for rapidly changing

atmospheric conditions”, IEE Proceedings – Generation,

Transmission and Distribution, Vol. 142, No. 1, 1995, pp. 59-64.

[5] T. Yamazaki and K. I. Muramoto, “An advanced solar charging and battery discharge controller unit”, Renewable Energy, Vol. 15, No.

1-4, 1998, pp. 606-609.

[6] S. Harrington and J. Dunlop, “Battery charger controller

characteristics in photovoltaic system”, IEEE Aerospace and

Electronic Systems Magazine, Vol. 7, No. 8, 1992, pp. 15-21.

[7] J.N. Ross, T. Markvart, and W. He, “Modelling battery charge

regulation for a stand-alone photovoltaic system”, Solar Energy, Vol. 69, No. 3, 2000, pp. 181-190.

[8] E. Koutroulis and K. Kalaitzakis, “Novel battery charging regulation

system for photovoltaic applications”, IEE Proceedings – Electric

Power Applications, Vol. 151, No. 2, 2004, pp. 191-197.

[9] M.G. Villalva, J.R. Gazoli, and E.R. Filho, “Comprehensive

approach to modeling and simulation of photovoltaic arrays”,

IEEE Transactions on Power Electronics, Vol. 24, No. 5, 2009, pp. 1198-1208.


http://ieeexplore.ieee.org/xpl/RecentIssue.jsp?punumber=62

http://ieeexplore.ieee.org/xpl/RecentIssue.jsp?punumber=62

28 Giáp Quang Huy, Nguyễn Thị Thanh Quỳnh

TÍNH TOÁN TỐI ƯU ĐIỀU PHỐI ĐIỆN NĂNG TRONG HỆ THỐNG

NĂNG LƯỢNG ĐIỆN MẶT TRỜI NỐI LƯỚI DÙNG CPLEX KẾT NỐI MATLAB

OPTIMAL CALCULATIONS OF ELECTRICAL POWER FLOW CONTROL FOR GRID-TIED

SOLAR SYSTEM BY USING CPLEX – MATLAB CONNECTOR

Giáp Quang Huy1, Nguyễn Thị Thanh Quỳnh2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]

2Viện Bách khoa Quốc gia Grenoble; [email protected]

Tóm tắt - Ở Việt Nam hiện nay, các hệ thống điện năng lượng mặt trời đang rất được khuyến kích phát triển, góp phần giảm chi phí năng lượng cho các hộ gia đình, xóa đói giảm nghèo, đồng thời tăng nguồn cho lưới điện quốc gia, góp phần bảo vệ môi trường. Tuy nhiên, việc khai thác các hệ thống năng lượng pin mặt trời sao cho hiệu quả nhất cũng là vấn đề đang được nhiều nhà khoa học quan tâm. Bài báo này giới thiệu phương pháp điều phối điện năng tối ưu cho hệ thống năng lượng điện mặt trời nối lưới. Hệ thống bao gồm pin năng lượng mặt trời, pin tích trữ, có kết nối với nguồn điện lưới để đáp ứng được yêu cầu công suất của tải. Công cụ điều phối tối ưu điện năng giữa nguồn-tải cho phép tối thiểu giá thành tiêu thụ điện trong bối cảnh năng lượng từ pin mặt trời dư thừa có thể được bán lên lưới. Giá bán điện từ lưới được áp dụng theo biểu mức ba giá vào các thời điểm khác nhau trong ngày, áp dụng cho các hộ kinh doanh, dịch vụ.

Abstract - In Vietnam, solar power systems are currently encouraged to develop, which helps to reduce energy consumption costs, alleviate poverty , increase the electricity supply resources for the national grid, and contribute to the protection of the environment. However, the most efficient use of solar systems is an interesting problem to many scientists. This article introduces an optimal management method for power flow control of grid connected solar power systems. The considered system includes solar cells, storage batteries, which are connected to a grid to meet the power requirements of the load. The optimal power sources-to-load distribution between the source and load allows minimizing the cost of electricity consumption in the context that the surplus power from solar cells may be sold to the grid. The 3 selling price levels of electricity taken at different time intervals of the day are applied to manufacturing industries, services and trading.

Từ khóa - tối ưu dự báo; năng lượng mặt trời; pin mặt trời; pin tích trữ; MILP; CPLEX.

Key words - anticipative optimization; solar system; solar cells; storage batteries; MILP (Mixed-integer linear programming); CPLEX.

1. Giới thiệu

Quyết định số 2068/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ

cũng đặc biệt quan tâm đến việc phát triển năng lượng điện

từ pin mặt trời để cung cấp điện cho hệ thống điện quốc gia

và khu vực biên giới, hải đảo, vùng sâu, vùng xa (những

vùng chưa thể được cấp điện từ nguồn điện lưới quốc gia).

Cụ thể, điện năng sản xuất từ năng lượng mặt trời tăng từ

khoảng 10 triệu kWh năm 2015 lên khoảng 1,4 tỷ kWh vào

năm 2020; khoảng 35,4 tỷ kWh vào năm 2030 và khoảng

210 tỷ kWh vào năm 2050 (chiếm 20% tổng sản lượng

điện). Quyết định này được phê duyệt cho thấy việc phát

triển năng lượng tái tạo tại Việt Nam hiện đang là một đòi

hỏi cấp bách. Đi đôi với việc nâng cao tỷ lệ điện mặt trời

trong tổng sản lượng điện là phát triển các thiết bị sử dụng

năng lượng mặt trời, trong đó có các hệ thống điện năng

lượng mặt trời. Trong bài báo này, cấu trúc hệ thống được

đề cập đến bao gồm: pin mặt trời - nguồn tích trữ - lưới

điện - tải. Bài báo đề cập cụ thể phương pháp tính toán tối

ưu điều phối điện năng trong hệ thống năng lượng điện mặt

trời nối lưới sử dụng phần mềm CPLEX [1]. Các tính năng

điều phối điện năng bao gồm:

• Có thể hoạt động ở 2 chế độ độc lập/nối lưới.

• Cho phép thực hiện việc trao đổi năng lượng hai chiều

giữa nguồn pin mặt trời - nguồn tích trữ - lưới điện - tải trực

tiếp. Hệ thống biến đổi năng lượng mặt trời cung cấp năng

lượng trực tiếp cho tải. Trong trường hợp không sử dụng hết

sẽ có thể tích trữ vào pin hay cung cấp lên lưới điện. Khi

năng lượng điện thu được từ pin mặt trời không đủ cấp cho

tải thì sẽ lấy bổ sung từ nguồn pin tích trữ hay từ lưới.

• Cho phép tự động tính toán tối ưu điều phối điện năng giữa pin mặt trời, nguồn pin tích trữ và lưới điện để cung cấp cho tải nhằm mục đích tối ưu giá thành tiêu thụ điện khi xét đến các mức giá điện khác nhau vào lúc cao điểm, bình thường và thấp điểm.

Đã có nhiều bài báo khoa học giới thiệu về vấn đề tối ưu trong hệ thống lai gió - mặt trời - pin nhiên liệu [2, 3], các hệ thống điện mặt trời độc lập/nối lưới [4-6]. Trong đó, có nhiều giải thuật tính toán tối ưu khác nhau, các phương pháp được quan tâm nhiều như DP (Dynamic programming) hay MILP (Mixed Integer Linear Programming). CPLEX là một công cụ do công ty IBM phát triển cho phép giải các bài toán MILP với tốc độ cao. Trong khi đó, Matlab/Simulink với thư viện Simpower System là công cụ cho phép mô phỏng, nghiên cứu rất hiệu quả trong lĩnh vực năng lượng tái tạo. Tận dụng ưu thế này, báo báo hướng đến việc mô phỏng hệ thống điều phối điện năng trên Matlab kết nối với CPLEX [7]. Kết quả này cho phép mở rộng nghiên cứu sâu hơn nữa trong một hệ thống hoàn chỉnh bao gồm cả phần tối ưu, phần điều khiển giám sát và phần thiết bị công suất.

Trong phần tiếp theo của bài báo, cấu trúc của một hệ

thống pin năng lượng mặt trời bao gồm pin mặt trời - nguồn

tích trữ - lưới điện - tải sẽ được giới thiệu (phần 2). Trong

phần 3, bài toán điều phối điện năng trong hệ thống sẽ được

tổ chức dưới dạng một bài toán tối ưu bao gồm các điều kiện

ràng buộc về hoạt động của hệ thống, các điều kiện ràng

buộc về giá điện lưới được xem xét ở các thời điểm khác

nhau trong ngày (thời gian cao điểm, bình thường, thấp

điểm). Việc điều phối điện năng được thực hiện với hàm


mục tiêu nhằm tối thiểu giá thành tiêu thụ điện trong ngày.

Mô phỏng và đánh giá kết quả được thực hiện trong phần 4.

Cuối cùng là phần kết luận chung về các kết quả đạt được.

2. Cấu trúc của hệ thống năng lượng điện mặt trời nối

lưới có tích trữ

2.1. Cấu trúc hệ thống điều khiển

Cấu trúc điều khiển của hệ thống có thể được chia thành

3 tầng điều khiển khác nhau như Hình 1 [5]:

• Tầng dự báo (Forecasting stage);

• Tầng tối ưu điều phối điện năng (Optimization

stage);

• Tầng điều khiển cục bộ (Local control).

Hình 1. Cấu trúc hệ thống giám sát, điều khiển

Tầng dự báo có nhiệm vụ cung cấp dữ liệu đầu vào cho

tầng tối ưu để thực hiện các tính toán ở tầng tối ưu. Các dữ

liệu đầu vào dự báo này bao gồm nhiệt độ, cường độ bức xạ

mặt trời, tải tiêu thụ. Các dữ liệu dự báo này được tính toán từ

các dữ liệu lịch sử lưu trữ trong hệ thống cơ sở dữ liệu và dựa

vào các phương pháp trí tuệ nhân tạo để ước lượng trước.

Tầng tối ưu có nhiệm vụ điều phối dòng năng lượng từ

pin mặt trời, lưới điện hay từ pin tích trữ nhằm đáp ứng nhu

cầu của tải. Kết quả tính toán tối ưu ở tầng này cho phép thỏa

mãn hàm mục tiêu của bài toán, đó là tối thiểu hóa giá thành

năng lượng tiêu thụ. Trong [6], tầng tối ưu được chia thành:

Tầng tối ưu dự báo (Anticipation layer) và Tầng tối ưu phản

kháng (Reactive layer). Tầng tối ưu dự báo nhằm tạo ra một

lịch biểu điều phối điện năng theo dự báo của tải. Tuy nhiên

trong thực tế, tải tiêu thụ ở một thời điểm bất kỳ có thể khác

so với giá trị dự báo của tải. Tầng tối ưu phản kháng có

nhiệm vụ cập nhật lại lịch biểu theo thời gian thực.

Tầng điều khiển cục bộ (Local control) bao gồm các

thiết bị phần cứng và thuật toán điều khiển để điều khiển

các thiết bị biến đổi công suất, các thiết bị đóng cắt nhằm

đáp ứng lịch biểu được tạo ra ở tầng tối ưu (Hình 2 – tầng

tối ưu). Các kết quả tính toán ở tầng tối ưu chính là các giá

trị đặt cho tầng điều khiển cục bộ.

Bài báo này tập trung vào tầng tối ưu dự báo, giới thiệu

phương pháp tính toán điều phối điện năng ở tầng này bằng

cách thành lập bài toán MILP (Mixed Integer Linear

Programming) kết hợp với solver CPLEX của IBM. Việc

mô phỏng tính toán được thực hiện trên nền của Matlab.

2.2. Các thành phần của hệ thống

2.2.1. Cân bằng công suất của hệ thống

Hình 2. Cấu trúc tầng điều khiển cục bộ

Trong hệ thống, công suất tải được cung cấp bởi nhiều

nguồn khác nhau bao gồm: pin mặt trời, lưới điện và pin

tích trữ , được thể hiện như Hình 2. Do đó, ta có phương

trình cân bằng công suất:

𝑃𝐺𝑟𝑖𝑑(𝑡) + 𝑃𝑃𝑉(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇(𝑡) = 𝑃𝐿𝑜𝑎𝑑𝑠(𝑡) (1)

𝑃𝐺𝑟𝑖𝑑(𝑡) là công suất cung cấp của lưới được xác định bởi:

𝑃𝐺𝑟𝑖𝑑(𝑡) = 𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝑆(𝑡) (2)

Trong đó:

- 𝑃𝐺𝐵(𝑡) là công suất mua từ lưới điện để cung cấp cho tải;

- 𝑃𝐺𝑆(𝑡) là công suất dư thừa được bán lên lưới.

Công suất cung cấp bởi pin tích trữ được xác định bởi:

𝑃𝐵𝐴𝑇(𝑡) = 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) − 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) (3)

Trong đó:

- 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) là công suất của pin tích trữ được xả ra

(discharge);

- 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) là công suất được sạc cho pin (charge).

Vậy ta có:

𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝑆(𝑡) + 𝑃𝑃𝑉(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) − 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡)

= 𝑃𝐿𝑜𝑎𝑑𝑠(𝑡) (4)

2.2.2. Pin tích trữ

Trạng thái hoạt động của pin được đặc trưng bởi điện năng

tích trữ của pin, ký hiệu bởi SOC (State of charge of the

batteries), đơn vị là %. Phương trình cân bằng năng lượng:

𝑆𝑂𝐶(𝑡). 𝐶𝐵𝐴𝑇 = 𝑆𝑂𝐶(𝑡 − 1). 𝐶𝐵𝐴𝑇 + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡). ∆𝑡

−𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡). ∆𝑡 (5)

Trong đó, CBAT là dung lượng của pin, có thể được tính

theo Ah hoặc đơn vị tương đương Wh.

SOC được giới hạn bởi:

0% ≤ 𝑆𝑂𝐶(𝑡) ≤ 100% (6)

2.2.3. Pin mặt trời

Pin mặt trời được xem tương đương như một nguồn

dòng, trong đó công suất sẽ phụ thuộc vào nhiệt độ môi

trường và cường độ bức xạ mặt trời. Có nhiều mô hình pin

mặt trời khác nhau được khảo sát trong [5, 8]. Mô hình

tương đương của pin mặt trời được chọn:

𝑃𝑃𝑉 = [𝑃𝑃𝑉,𝑆𝑇𝐶 .𝐺𝑇

1000. [1 − 𝛾. (𝑇𝑗 − 25)]. 𝑁𝑃𝑉𝑠. 𝑁𝑃𝑉𝑝] (7)

Trong đó:

- 𝑃𝑃𝑉 là công suất cực đại của pin. Điểm công suất cực


đại này được xác định trên đường đặc tính của pin mặt trời.

Điểm công suất cực đại này có thể đạt được bằng các phương

pháp điều khiển bám điểm công suất cực đại (MPPT).

𝑃𝑃𝑉,𝑆𝑇𝐶 là giá trị công suất cực đại của pin đạt được ở

điều kiện tiêu chuẩn. Điều kiện tiêu chuẩn được xác định ở

nhiệt độ T = 25°C, cường độ bức xạ mặt trời 𝐺𝑇 = 1.000 𝑊 𝑚2⁄ tốc độ gió 1m/s.

𝐺𝑇: cường độ bức xạ ở điều kiện tiêu chuẩn;

𝛾: hiệu suất nhiệt ở điểm cực đại;

𝑇𝑗: nhiệt độ của cell pin mặt trời;

𝑁𝑃𝑉𝑠: số lượng các mô-đun được mắc nối tiếp;

𝑁𝑃𝑉𝑝: số lượng các mô-đun được mắc song song.

Nhiệt độ của cell pin mặt trời phụ thuộc vào: Nhiệt độ

môi trường nơi đặt pin 𝑇𝑎𝑚𝑏; Cường độ bức xạ mặt trời 𝐺𝑇

và nhiệt độ hoạt động định mức của cell NOCT (nominal

operating cell temperature), cho bởi:

𝑇𝑗 = 𝑇𝑎𝑚𝑏 +𝐺𝑇

800. [𝑁𝑂𝐶𝑇 − 20)] (8)

3. Thành lập bài toán tối ưu

3.1. Bài toán tối ưu tuyến tính

Tối ưu tuyến tính (hay còn gọi là quy hoạch tuyến tính)

là phương pháp thường dùng để giải các bài toán trong kinh

tế cũng như trong kỹ thuật. Một bài toán tối ưu tuyến tính

thường có dạng:

Hàm mục tiêu: 𝑓(𝑥)

Ràng buộc: 𝐴𝑒𝑞 . 𝑋 = 𝐵𝑒𝑞

𝐴𝑖𝑛𝑒𝑞 . 𝑋 ≤ 𝐵𝑖𝑛𝑒𝑞

Giới hạn: 𝑙𝑏 ≤ 𝑋 ≤ 𝑢𝑏

Trong đó, 𝑋 là một véc-tơ có kích thước k bao gồm các

biến theo thời gian. Mỗi biến 𝑥𝑖 ∈ 𝑋 được giới hạn bởi cận

dưới lb (lower bound) và cận trên ub (upper bound), 𝑙𝑏𝑖 ≤ 𝑥𝑖 ≤ 𝑢𝑏𝑖 . 𝐴𝑒𝑞 , 𝐴𝑖𝑛𝑒𝑞 lần lượt là các ma trận có kích

thước m.k và n.k. Trong đó m, n lần lượt là số các ràng

buộc biểu diễn dưới dạng các đẳng thức và các bất đẳng

thức. 𝐵𝑒𝑞 , 𝐵𝑖𝑛𝑒𝑞 là các véc-tơ cột các thông số có kích thước

lần lượt là m và n.

Trong phần tiếp theo, bài toán tối ưu điều phối điện

năng được thành lập dưới dạng bài toán tối ưu tuyến tính.

3.2. Các điều kiện ràng buộc

Trong phần này, các điều kiện ràng buộc được xem xét

để đảm bảo hoạt động về mặt vật lý của hệ thống.

3.2.1. Nạp – xả pin tích trữ

Tại mỗi thời điểm, pin tích trữ chỉ có thể hoạt động ở

một trong hai trạng thái: Trạng thái sạc pin tương ứng với

𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) > 0 và 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) = 0, trạng thái xả pin tương

ứng với 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) = 0 và 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) > 0. Do đó ta có điều

kiện ràng buộc:

𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡). 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) = 0 (9)

Tuy nhiên, phương trình (9) không có dạng tuyến tính. Để

tuyến tính hóa điều kiện ràng buộc (9), ta đặt biến nhị phân

BatSt(t) ∈(0;1) thể hiện trạng thái nạp/xả của pin tích trữ.

- BatSt(t) = 1: Pin tích trữ ở trạng thái nạp với

công suất nạp 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡), 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≥ 0

- BatSt(t) = 0: Pin tích trữ ở trạng thái xả với công

suất khi xả 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡), 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≥ 0

Điều kiện ràng buộc trên có thể chuyển thành:

0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≤ 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡). 𝑃𝑃𝑉(𝑡)

0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≤ (1 − 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡)). 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡𝑚𝑎𝑥

0 ≤ 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 1𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡

𝑚𝑎𝑥

(10)

Như vậy, khi pin tích trữ được nạp, BatSt(t) = 1, ta có:

0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛

𝑚𝑎𝑥

𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) = 0

Khi pin tích trữ ở trạng thái xả, BatSt(t) = 0 ta có:

𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) = 0

0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡𝑚𝑎𝑥

Để đưa về bài toán tối ưu tuyến tính trình bày ở Mục

3.1, các điều kiện ràng buộc (10) có thể được viết thành:

𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) − 𝑃𝑃𝑉(𝑡). 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 0

𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛𝑚𝑎𝑥 . 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛

𝑚𝑎𝑥

0 ≤ 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 10 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛

𝑚𝑎𝑥


(11)

3.2.2. Trạng thái hoạt động nối lưới

Vào mỗi thời điểm, dòng công suất tại điểm kết nối lưới

chỉ có một trong hai trạng thái: Bán điện lên lưới tương ứng

với 𝑃𝐺𝑆(𝑡) > 0 và 𝑃𝐺𝐵(𝑡) = 0; Mua điện trực tiếp từ lưới

tương ứng với 𝑃𝐺𝐵(𝑡) > 0 và 𝑃𝐺𝑆(𝑡) = 0. Do đó, ta có điều

kiện ràng buộc sau:

𝑃𝐺𝐵(𝑡). 𝑃𝐺𝑆(𝑡) = 0

Để tuyến tính hóa điều kiện ràng buộc này, ta đặt

GridSt(t) ∈(0;1) thể hiện trạng thái dòng năng lượng tại

điểm kết nối lưới.

- GridSt(t) = 1: Công suất của lưới được cấp cho tải.

- GridSt(t) = 0: Năng lượng điện từ hệ thống được bán

lên lưới.

Điều kiện ràng buộc trên có thể chuyển thành:

0 ≤ 𝑃𝐺𝐵(𝑡) ≤ 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡). 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥

0 ≤ 𝑃𝐺𝑆(𝑡) ≤ (1 − 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡)). 𝑃𝑃𝑉(𝑡)

0 ≤ 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 1

(12)

Như vậy, khi công suất từ lưới được cấp cho tải, ta có

GridSt(t) = 1:

0 ≤ 𝑃𝐺𝐵(𝑡) ≤ 𝑃𝐺𝐵

𝑚𝑎𝑥

𝑃𝐺𝑆(𝑡) = 0

Năng lượng điện từ hệ thống được bán lên lưới, ta có

GridSt(t) = 0:

𝑃𝐺𝐵(𝑡) = 0

0 ≤ 𝑃𝐺𝑆(𝑡) ≤ 𝑃𝑃𝑉(𝑡)

Để đưa về dạng bài toán tối ưu tuyến tính, các ràng buộc

(12) có thể được chuyển thành:

𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥 . 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 0

𝑃𝐺𝑆(𝑡) + 𝑃𝑃𝑉(𝑡). 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝑃𝑉(𝑡)


0 ≤ 𝑃𝐺𝐵(𝑡) ≤ 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥


(13)


3.3. Thiết lập bài toán tối ưu

Đến đây, bài toán tối ưu được thành lập bao gồm các

biến: 𝑃𝐺𝐵(𝑡), 𝑃𝐺𝑆(𝑡), 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡), 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡), 𝑆𝑂𝐶(𝑡), BatSt(t), GridSt(t).

Từ các ràng buộc về các phương trình cân bằng năng

lượng, các trạng thái hoạt động của pin và lưới, ta có các

đẳng thức, các bất đẳng thức đã được tuyến tính hóa và các

giới hạn của các biến tự do:

Các phương trình:

𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝑆(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) − 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡)= 𝑃𝐿𝑜𝑎𝑑𝑠(𝑡) − 𝑃𝑃𝑉(𝑡)

𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) − 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) + 𝑆𝑂𝐶(𝑡). 𝐶𝐵𝐴𝑇− 𝑆𝑂𝐶(𝑡 − 1). 𝐶𝐵𝐴𝑇 = 0

Các bất phương trình:

𝑃𝐵𝐴𝑇𝑜𝑢𝑡(𝑡) + 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛𝑚𝑎𝑥 . 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛

𝑚𝑎𝑥

𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) − 𝑃𝑃𝑉(𝑡). 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 0

𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥 . 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 0

𝑃𝐺𝑆(𝑡) + 𝑃𝑃𝑉(𝑡). 𝐺𝑟𝑖𝑑𝑆𝑡(𝑡) ≤ 𝑃𝑃𝑉(𝑡)

Các giới hạn:

0 ≤ 𝑃𝐺𝐵(𝑡) ≤ 𝑃𝐺𝐵𝑚𝑎𝑥



0 ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛(𝑡) ≤ 𝑃𝐵𝐴𝑇𝑖𝑛𝑚𝑎𝑥

𝑆𝑂𝐶𝑚𝑖𝑛 ≤ 𝑆𝑂𝐶(𝑡) ≤ 𝑆𝑂𝐶𝑚𝑎𝑥

0 ≤ 𝐵𝑎𝑡𝑆𝑡(𝑡) ≤ 1


Hàm mục tiêu:

𝑀𝑖𝑛(𝑃𝑎𝑦) = 𝑀𝑖𝑛∑[𝐶𝐺𝐵(𝑡). 𝑃𝐺𝐵(𝑡) − 𝐶𝐺𝑆(𝑡). 𝑃𝐺𝑆(𝑡)]

24

𝑡=1

Trong đó:𝐶𝐺𝐵(𝑡): Giá mua điện từ lưới vào thời điểm t;

𝐶𝐺𝑆(𝑡): Giá bán điện vào lưới vào thời điểm t.

Ở đây, bài toán tối ưu toàn cục được xem xét trong 24

giờ. Các biến tự do được rời rạc hóa trong 24 giờ, với mỗi

bước thời gian là 1 giờ. Bài toán tối ưu có thể được giải với

bước thời gian bé hơn 1 giờ, và cho kết quả tối ưu hơn. Tuy

nhiên, khi đó số lượng các ràng buộc, số biến sẽ bị tăng lên,

tăng thời gian tính toán.

4. Mô phỏng trên phần mềm Matlab kết hợp với phần

mềm CPLEX và đánh giá kết quả

4.1. Phần mềm CPLEX và gói kết nối với Matlab

“IBM ILOG CPLEX Optimization Studio” (hay thường

được gọi tắt là CPLEX) là một phần mềm chuyên dụng để

giải các bài toán tối ưu, được phát triển bởi công ty IBM.

Phần mềm được Công ty cung cấp gồm hai phiên bản dành

cho thương mại và cho giáo dục. Hiện nay, nhiều hệ thống

giám sát, điều khiển, tối ưu trong công nghiệp đã được tích

hợp phần mềm CPLEX (ví dụ các hệ thống giám sát, tối ưu

năng lượng trong tòa nhà). Ưu điểm của CPLEX là thời

gian tính toán nhanh. CPLEX cung cấp giao diện trên nền

ngôn ngữ C++, C# và Java. Ngoài ra, “IBM ILOG CPLEX

Optimization Studio” cung cấp gói kết nối với Microsoft

Excel and MATLAB nhằm phục vụ các tính toán tối ưu

trong thương mại cũng như cho việc nghiên cứu mô phỏng

trên Matlab. Bài báo này sử dụng công cụ kết nối với

Matlab để thực hiện mô hình hóa và mô phỏng trên Matlab.

Trong bài báo này, các biến tự do được rời rạc hóa trong

24 giờ, với mỗi bước thời gian là 1 giờ. Do đó, bài toán tối

ưu được giải với 168 biến và 144 điều kiện ràng buộc.

4.2. Các thông số mô phỏng

Pin mặt trời

Trong bài báo này, các tấm pin mặt trời được chọn xem

xét là loại Polychristalline CS6P-260P với công suất cực

đại đạt được ở điều kiện tiêu chuẩn của mỗi tấm pin là

𝑃𝑃𝑉,𝑆𝑇𝐶 = 260 𝑊. Với 58 tấm pin sẽ cho công suất tối đa

là 15,08 KW.

Pin tích trữ

Pin tích trữ được chọn xem xét là loại Crown 12V,

195Ah. Với 12 pin được đấu 4x3 cho điện áp 48V đảm bảo

dòng tải tối đa của pin. Tổng dung lượng pin 𝐶𝐵𝐴𝑇=

2.340Ah, cho phép tiêu thụ ở 50% tải cực đại thiết kế trong

4h. Để giới hạn dòng điện nạp và xả của pin tích trữ, công

suất nạp và xả của dãy pin tích trữ được giới hạn 5 KW.

Giá bán điện lên lưới

Bài báo xem xét khả năng bán điện lên lưới với giá điện

là 2.086 đồng/kWh theo quyết định số 11/2017/QĐ-TTg

của Thủ tướng Chính phủ được ban hành ngày 11/4/2017

về cơ chế khuyến khích phát triển các dự án điện mặt trời

tại Việt Nam.

Giá mua điện từ lưới điện

Việc tối ưu giá thành tiêu thụ điện được xem xét với

nhóm khách hàng kinh doanh, dịch vụ theo biểu giá điện

bán lẻ 3 giá do EVN quy định:

- Giờ bình thường: 2.320 (đồng/kWh);

- Giờ thấp điểm: 1.412 (đồng/kWh);

- Giờ cao điểm: 3.991 (đồng/kWh).

Các mốc giờ theo biểu giá được xác định như sau:

- Giờ bình thường:

Gồm các ngày từ thứ Hai đến thứ Bảy:

+ Từ 04 giờ 00 đến 9 giờ 30 (05 giờ và 30 phút);

+ Từ 11 giờ 30 đến 17 giờ 00 (05 giờ và 30 phút);

+ Từ 20 giờ 00 đến 22 giờ 00 (02 giờ).

Ngày Chủ nhật:

+ Từ 04 giờ 00 đến 22 giờ 00 (18 giờ).

- Giờ cao điểm:

Gồm các ngày từ thứ Hai đến thứ Bảy:

+ Từ 09 giờ 30 đến 11 giờ 30 (02 giờ);

+ Từ 17 giờ 00 đến 20 giờ 00 (03 giờ).

Ngày Chủ nhật: không có giờ cao điểm.

- Giờ thấp điểm:

+ Tất cả các ngày trong tuần: từ 22 giờ 00 đến 04

giờ 00 sáng ngày hôm sau (06 giờ).

Ngoài ra, công suất cung cấp của pin mặt trời có thể


được ước lượng từ bức xạ, nhiệt độ bằng công cụ trực tuyến

PVGis [9]. Tải tiêu thụ được giả lập trong 24 giờ.

4.3. Kết quả mô phỏng

Kết quả quá trình trao đổi công suất được thể hiện trên

Hình 3. Công suất có thể được trao đổi năng lượng hai chiều

với nguồn tích trữ và với lưới điện. PBAT(t) có giá trị dương,

thể hiện pin tích trữ đang được xả. PBAT(t) có giá trị âm thể

hiện pin đang được nạp. Đối với công suất lưới 𝑃𝐺𝑟𝑖𝑑(𝑡), giá

trị dương thể hiện dòng công suất được cấp từ lưới cho tải, giá

trị âm thể hiện công suất được bán lên lưới. Đồ thị Hình 3 thể

hiện hoạt động điều phối điện năng theo giá bán.

Hình 3. Trao đổi công suất nguồn - tải

Trước thời điểm t = 9h30, giá điện được tính theo mức

“Thấp điểm” và “Bình thường” nên hệ thống ưu tiên sử

dụng điện áp lưới. Năng lượng thu được từ pin mặt trời

được nạp vào pin tích trữ. Từ t = 9h30, giá điện ở mức cao

điểm nên lưới được ngắt kết nối. Năng lượng từ pin tích trữ

và pin mặt trời được cung cấp cho tải.

Hình 4. Trạng thái nạp xả của pin tích trữ

Trong khoảng thời gian t = 11h00 - 12h00, công suất

dư thừa từ pin mặt trời được nạp vào pin tích trữ, công suất

dư thừa khi pin được nạp đầy sẽ được bán lên lưới. Tải

được xem xét ở đây là công suất tiêu thụ của một hộ sản

xuất kinh doanh, có công suất tiêu thụ tối đa 15 KW. Công

suất tiêu thụ được xác định và lấy mẫu theo mỗi bước thời

gian là 1 giờ.

Hình 4 thể hiện quan hệ giữa giá bán điện và trạng thái

nạp - xả của pin. Pin sẽ ưu tiên được nạp khi giá điện lưới

thấp và xả ra cho tải tiêu thụ khi giá điện lưới cao (giờ cao

điểm). Với ví dụ mô phỏng nêu trên, giá thành mua điện

thấp nhất là 327.733,00 đồng.

5. Kết luận

Bài báo giới thiệu thuật toán tối ưu điều phối điện năng

cho hệ thống pin năng lượng mặt trời nối lưới. Giải thuật

tối ưu được thành lập dựa trên bài toán tối ưu tuyến tính.

Kết quả được mô phỏng trên phần mềm Matlab kết hợp với

phần mềm CPLEX của IBM. Đóng góp chính của bài báo

là xây dựng lại mô hình bài toán tối ưu MILP trên ngôn

ngữ Matlab, dựa trên các công trình khoa học đã được công

bố, để có thể kết nối mô phỏng với CPLEX. Việc kết nối

giữa CPLEX và Matlab một mặt cho phép tận dụng tốc độc

tính toán nhanh của công cụ tính toán tối ưu chuyên dụng

CPLEX, mặt khác cho phép khai thác môi trường linh hoạt

của Matlab để tiếp tục những mô phỏng phức tạp hơn như

kết hợp kiểm nghiệm với các mô phỏng điều khiển ở tầng

điều khiển cục bộ.


[1] CPLEX, I., ILOG CPLEX Homepage 2009, Available at [online]:

http://www. ilog. com, 2009.

[2] Thanaa, F., M.N. Eskander, and M.T. El-Hagry, “Energy flow and

management of a hybrid wind/PV/fuel cell generation system”,

Energy Conversion and Management, 47(9), 2006, pp. 1264-1280.

[3] Wang, C. and M.H. Nehrir, “Power management of a stand-alone

wind/photovoltaic/fuel cell energy system”, IEEE Transactions on Energy Conversion, 23(3), 2008, pp. 957-967.

[4] Lu, B. and M. Shahidehpour, “Short-term scheduling of battery in a

grid-connected PV/battery system”, IEEE Transactions on Power

Systems, 20(2), 2005, pp. 1053-1061.

[5] Riffonneau, Y., et al., “Optimal power flow management for grid

connected PV systems with batteries”, IEEE Transactions on

Sustainable Energy, 2(3), 2011, pp. 309-320.

[6] Pham, T.T.H., F. Wurtz, and S. Bacha., Optimal operation of a PV

based multi-source system and energy management for household application, 2009 IEEE International Conference on Industrial

Technology, 2009.

[7] Tadonki, C., Using cplex with matlab, 2003.

[8] Skoplaki, E. and J. Palyvos, “On the temperature dependence

of photovoltaic module electrical performance: A review

of efficiency/power correlations”, Solar energy, 83(5), 2009, pp.

614-624.

[9] Commission, J.E., Photovoltaic Geographical Information system

(PVGIS)i, 2013.



SỬ DỤNG THUẬT TOÁN DI TRUYỀN CHỌN VỊ TRÍ TỤ BÙ TRONG

LƯỚI PHÂN PHỐI CÓ SÓNG HÀI NHẰM GIẢM TỔN THẤT ĐIỆN NĂNG

VÀ CẢI THIỆN TỔNG BIẾN DẠNG SÓNG HÀI (THD)

USING GENETIC ALGORITHM FOR OPTIMALLY CAPACITOR LOCATING IN

DISTRIBUTION SYSTEM WITH THE PRESENCE OF HARMONICS FOR LOSS

REDUCTION AND TOTAL HARMONIC DISTORTION (THD) IMPROVEMENT

Nguyễn Văn Minh1, Bạch Quốc Khánh2 1Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Vĩnh Long; [email protected]

2Trường Đại học Bách khoa Hà Nội; [email protected]

Tóm tắt - Chất lượng điện áp và tổn thất trong vận hành lưới phân phối điện luôn được quan tâm đối với các đơn vị vận hành tại Việt Nam. Bù công suất phản kháng sử dụng tụ cố định là phương án được sử dụng phổ biến nhất hiện nay. Tuy vậy, ở Việt Nam, tụ bù chỉ được dùng để giảm tổn thất và việc chọn vị trí đặt tụ bù cho mục đích này vẫn chưa được giải quyết thấu đáo. Bên cạnh đó, việc tồn tại sóng hài đặc biệt trên lưới điện công nghiệp sẽ làm tăng tổn thất và làm xấu các chỉ tiêu về chất lượng điện năng như tổng độ biến dạng sóng (THD). Bài báo sử dụng thuật toán di truyền (GA - Genetic Algorithm) lựa chọn vị trí tụ bù trong lưới phân phối có sóng hài nhằm giảm tổn thất và cải thiện THD. Bài báo sử dụng lưới phân phối mẫu 16 nút có xét điều kiện Việt Nam để kiểm tra hiệu quả của phương pháp. Kết quả tính toán có thể được tham khảo bởi các đơn vị quản lý vận hành của ngành điện Việt Nam.

Abstract - The problems of voltage quality and power loss in distribution system operation are always interested by utilities in Vietnam. Using the kVar compensated fixed capacitors is the solution that is often considered and selected. However, this solution is just used for loss reduction and the method for locating and sizing the capacitors in the distribution system is still questionable. Besides, the presence of harmonics, specially on the industrial power networks results in the additional losses and lower PQ indices like THD. This paper uses Genetic Algorimth (GA) for optimizing the size and locations of fixed capacitors in a distribution system with the presence of harmonics for loss reduction and TDH improvement. The paper tests the GA on the 16-bus distribution test feeder with regard to actual distribution systems in Vietnam. The results can be a good reference for utilities in Vietnam.

Từ khóa - lưới phân phối; tối ưu vị trí; vị trí tụ bù; thuật toán GA; hàm mục tiêu; tổn thất công suất; THD.

Key words - distribution system; optimal location; capacitor placement; genetic algorithm; objective function; power loss; THD.

1. Giới thiệu

Tổn thất điện năng (TTĐN) là vấn đề rất được quan tâm

của các đơn vị quản lý vận hành hệ thống điện hiện nay ở

Việt Nam. Đối với lưới phân phối, sử dụng tụ bù công suất

phản kháng (CSPK) nhằm giảm TTĐN là giải pháp hiệu

quả. Tuy vậy, giải pháp này ở Việt Nam còn mang tính kinh

nghiệm, chưa có những tính toán tối ưu hóa mang tính hệ

thống. Bên cạnh đó, vấn đề chất lượng điện năng (CLĐN)

ngày càng tác động lớn đến sự vận hành của lưới điện, đặc

biệt là vấn đề sóng hài. Ngoài những tác động xấu của sóng

hài như gây quá tải, làm hư hỏng thiết bị, sóng hài cũng

làm gia tăng TTĐN [1]. Bài toán sử dụng tụ điện để giảm

TTĐN không chỉ do tải điện thông thường mà còn do tải

phi tuyến trở nên cấp thiết.

Nếu chỉ xét việc tối ưu hóa vị trí và dung lượng tụ bù

nhằm giảm TTĐN lưới điện khi chưa xét đến sóng hài thì

đây cũng là bài toán tối ưu phi tuyến. Đã có nhiều phương

pháp được sử dụng để giải [2, 3, 5, 6]. Các phương pháp

giải chia thành hai lớp phương pháp là giải tích (analytic)

và tìm kiếm thông minh (heuristics). [5] đã phân tích và lựa

chọn thuật toán di truyền là phương pháp có nhiều ưu điểm

như hội tụ nhanh, ứng dụng đa năng thuộc lớp các phương

pháp tìm kiếm thông minh để giải bài toán này một cách

khá hiệu quả và có xét đến một số đặc điểm riêng của lưới

điện công nghiệp Việt Nam. Khi xét thêm ảnh hưởng của

sóng hài, cũng đã có một số nghiên cứu mà điển hình là [7,

8, 9] đề xuất hoặc phương pháp giải bài toán tối ưu hoặc

các kịch bản trường hợp áp dụng. [7] sử dụng PSO để giải

bài toán tối ưu, [8] sử dụng GA, tuy nhiên hàm chi phí chỉ

xét tiêu hao nhiên liệu các nguồn sản xuất điện năng, không

trình bày rõ thành phần TTĐN lưới điện khi có sóng hài

trong hàm chi phí. [9] cũng sử dụng GA và hàm mục tiêu

có xét hàm phạt để nâng cao hiệu quả đảm bảo các ràng

buộc. Tuy nhiên, mô hình tính toán sóng hài còn nhiều giả

thiết. Việc mô phỏng phân tích sóng hài đã được IEEE thực

hiện qua taskforce [10] và được tổng hợp tại [11], là cơ sở

tham khảo tin cậy cho việc phân tích lưới điện ở tần số sóng

hài. Bài báo này tham khảo phương pháp tính sử dụng GA

của [9] kết hợp với mô hình tính toán sóng hài của [7, 10]

để lựa chọn vị trí và dung lượng tụ bù trong lưới điện có

sóng hài. Bài báo này cũng có thể xem là sự phát triển của

bài báo [5] cho đối tượng lưới phân phối công nghiệp tại

Việt Nam khi xét đến sóng hài.

2. Mô tả hệ thống

Lưới phân phối 16 nút (Hình 1) như một trường hợp

mẫu cho lưới phân phối ở Việt Nam, trong đó, các phần tử

đều là ba pha, cấu trúc hình tia và liên thông.

Hình 1. Lưới phân phối 16 nút lưới phân phối mẫu


34 Nguyễn Văn Minh, Bạch Quốc Khánh

Các tham số lưới điện được cho tương tự [5]. Để xét

nguồn dòng điện sóng hài, giả lập tải phi tuyến được đặt

đồng thời tại các nút chọn trước là nút 2, 7 và 11 với cùng

một dạng phổ sóng hài h% so với dòng điện cơ bản lần lượt

cho hài bậc h = 3, 5, 7 là 30%, 20% và 5%.

3. Xây dựng bài toán và phương pháp giải

3.1. Hàm mục tiêu: Cực tiểu hóa chi phí gồm: chi phí đầu

tư cho tụ bù, chi phí cho tổn thất công suất (TTCS) và sử

dụng hàm phạt để khuyến khích đảm bảo các chỉ tiêu chất

lượng điện năng như độ lệch điện áp và THD như sau:

f

n

i

ie

n

i

cic THDPKQK11

)]0,min()0,[max( min

1

max i

n

i

i VVVV

Min (1)

Trong đó:

Qci: Dung lượng tụ bù (kVAr) ở nút i (i = 1n);

n: Số vị trí đặt tụ bù trong lưới điện đang xét;

P: Tổng tổn thất công suất trong lưới điện;

THDi: Tổng hài điện áp trong lưới đang xét;

Kc: Suất đầu tư cho tụ bù trung thế (đ/kVAr);

Ke: Giá tổn thất công suất (đ/kW);

: Hệ số phạt xét đến việc vi phạm ràng buộc về mức

THD;

: Hệ số phạt xét đến việc vi phạm ràng buộc về điện

áp nút.

Việc tính toán TTCS lưới điện được thực hiện dựa trên

bài toán tính toán trào lưu công suất lưới điện (6), (7) với

bậc cơ bản và (10) với các bậc sóng hài. Cụ thể, TTCS trên

mỗi nhánh i-j bất kỳ được tính như sau

h

h

ijijij PPP 1 (2)

Trong đó:

1

ijP : TTCS trên nhánh i-j ở f = 50 Hz.

21111 |)||(| ijjiijij YVVRP (3)

h

ijP : TTCS trên nhánh i-j ở sóng hài bậc h.

2|)||(| h

ij

h

j

h

iij

h

ij YVVRP (4)

Trong đó, Rij được giả thiết là không phụ thuộc tần số

sóng hài.

3.2. Điều kiện ràng buộc

a. Ràng buộc về tổng biến dạng sóng hài THD: Theo

[12], tổng biến dạng sóng hài điện áp THD tại các nút

không được vượt quá mức cho phép THDcp bằng 5%.

cp

i

h

h

i

i THDV

V

THD

||

||

(%)1

2

(5)

Trong đó: THDi: tổng hài điện áp tại nút thứ i;

V1: Biên độ điện áp cơ bản;

Vh: Biên độ điện áp hài bậc h.

b. Ràng buộc cân bằng công suất nút:

- Cân bằng công suất nút ở f = 50 Hz

Tương tự [7], ràng buộc cân bằng công suất nút được

mô tả thông qua hệ phương trình tổng dẫn nút dưới đây:

n

ijj

ijijijjiiiii YVVGVP1

111111121)cos(||

(6)

n

ijj

ijijijjiiiii YVVBVQ1

111111121 )sin(|| (7)

với i = 1n.

Trong đó, Pi, Qi là công suất cấp vào nút i ở f = 50 Hz.

nilii PPP .. (8)

nilii QQQ .. (9)

Với Pi.l và Qi.l là công suất của phụ tải tuyến tính

(passive load) tại nút i. Pi.n và Qi.n là công suất của phụ tải

phi tuyến gây sóng hài (non-linear load) tại nút i.

Các thành phần trong ma trận tổng dẫn:

1111|| ijijijij yYY (10)

ij

ijiciiiiii yyjBGY 11

.

111 (11)

1

ijy : Tổng dẫn nhánh i-j: 1

1 1

ij

ijz

y

1

.icy : Tổng dẫn tụ điện giả thiết nối vào nút i.

- Tính toán trào lưu công suất trên lưới điện ở tần số

sóng hài:

Điện áp nút sóng hài bậc h được tính toán theo phương

pháp tính toán trực tiếp [1].

hhh VYI (12)

Trong đó:

hI : Ma trận dòng điện sóng hài bơm vào các nút.

Giả thiết dòng điện sóng hài chỉ do các tải phi tuyến

sinh ra. Dòng điện bậc cơ bản của tải phi tuyến vào nút i

được tính như sau:

1

..1

i

ninii

V

jQPI (13)

Thế thì dòng điện sóng hài bậc h do tải phi tuyến sinh

ra được tính từ dòng điện bậc cơ bản:

1% i

h

i IhI (14)

Với h% là tỷ lệ sóng hài bậc h có được thông qua đo

lường hoặc thử nghiệm đối với các phụ tải phi tuyến.

Các tham số lưới điện khác ở bậc sóng hài h sẽ là:

Tổng dẫn phụ tải thụ động tại nút i:


21

.

21

..

||

1

|| i

li

i

lih

itV

Q

hj

V

PY (15)

Tổng dẫn tụ nối với nút i: 1

.. ic

h

ic YhY (16)

Tổng dẫn dây i-j:

ijij

h

ijXjhR

Y.

1

(17)

Từ trị số điện áp sóng hài các nút, ta sẽ tính ra tổn thất

công suất đo sóng hài theo (4).

c. Ràng buộc về chất lượng điện áp (điện áp nút)

maxmin VVV i (18)

Các biến của bài toán là điện áp nút Vi, dung lượng tụ

bù tại nút Qci. Chọn 0,86 < Vi < 1,05.

3.3. Sử dụng thuật toán GA giải bài toán tối ưu hóa vị trí

và dung lượng tụ bù

a. Phương pháp giải tổng quát: Việc giải bài toán tối

ưu trên đây được thực hiện bằng thuật toán GA với các

bước sau:

Hình 2. Các bước thực hiện GA

• Bước 1: Khởi tạo một quần thể ban đầu gồm các chuỗi

nhiễm sắc thể.

• Bước 2: Xác định giá trị mục tiêu cho từng nhiễm sắc

thể tương ứng.

• Bước 3: Tạo các nhiễm sắc thể mới dựa trên các toán

tử di truyền.

• Bước 4: Xác định hàm mục tiêu cho các nhiễm sắc thể

mới và đưa vào quần thể.

• Bước 5: Loại bớt các nhiễm sắc thể có độ thích nghi

thấp.

• Bước 6: Kiểm tra thỏa mãn điều kiện dừng (hàm mục

tiêu nhỏ nhất). Nếu điều kiện đúng, lấy ra nhiễm sắc

thể tốt nhất, giải thuật dừng lại; ngược lại, quay về

bước 3.

b. Áp dụng

Trình tự tính toán như lưu đồ Hình 2 cho phép giải

nhiều trường hợp bài toán chọn vị trí và dung lượng bù

CSPK trên lưới điện nhằm giảm TTCS. Dựa trên thực tiễn

yêu cầu đặt tụ bù để giảm TTCS trên lưới phân phối trung

áp tại Việt Nam khi một đơn vị điện lực được phân bổ một

dung lượng tụ bù nhất định và phải tìm vị trí đặt tụ bù để

hiệu quả giảm tổn thất nhiều nhất, trong bài báo này biến

lựa chọn sẽ là vị trí đặt tụ bù. Dung lượng tụ bù là tham số

được chọn trước. Chẳng hạn, nếu cho trước dung lượng bù

tại 3 vị trí đều là 25 kVar thì trong 16 nút của lưới điện

mẫu, cần chọn tổ hợp 3 vị trí nào để hàm mục tiêu (1) đạt

cực tiểu.

Nếu xem một tổ hợp 3 nút đặt bù trong 16 nút của lưới

điện là một nhiễm sắc thể, thì mỗi nhiễm sắc thể sẽ có dạng

tương ứng 16 bit nhị phân, ví dụ “1 0 0 0 1 0 0 0 1 0 0 0 0 0

0 0”, trong đó “0” tức là không đặt tụ bù và “1” là có đặt tụ

bù. Thế thì thuật giải GA [4] sẽ thực hiện theo quy trình tìm

kiếm để tìm ra một nhiễm sắc thể tốt nhất trong tổng nhiễm

sắc thể là 216/3 = 21845. Toàn bộ các bước giải của GA

được thực hiện bởi hàm GA.m của Matlab. Các tham số ban

đầu bao gồm: Dân số ban đầu: chọn 100 (nhiễm sắc thể),

tương đương gần 0,5% tổng dân số; Xác suất lai tạo: 0,95;

Xác suất đột biến: 0,05. Gọi chương trình mẫu GA trong

Matlab để chạy bài toán theo các bước của lưu đồ Hình 2.

4. Kết quả

Áp dụng thuật toán GA giải bài toán tối ưu (1), toàn bộ

các bước tính toán trong mô hình được thực hiện trên

Matlab, trong đó việc tính toán trào lưu công suất sử dụng

thuật toán Newton-Raphson để kiểm tra cân bằng công suất

nút và độ lệch điện áp nút, tính toán TTCS lưới điện ở bậc

cơ bản. Tính toán trào lưu công suất ở tần số sóng hài được

thực hiện theo phương pháp tính trực tiếp khi coi dòng điện

sóng hài không phụ thuộc điện áp. Từ đó cũng tính ra TTCS

trên các phần tử lưới điện ở tần số sóng hài.

Khi mô tả nguồn sóng hài, phụ tải tổng hợp (gồm phụ

tải thụ động và phụ tải phi tuyến) được cho trong Bảng 1.

Bài báo xét ba kịch bản lựa chọn tụ bù để đánh giá các

phương án tham số ảnh hưởng. Các kết quả tính toán chính

cho từng kịch bản như sau:

a. Trường hợp 1: Chọn công suất tụ 25 kVar, số lượng

2 tụ cần tìm vị trí tối ưu. Kết quả cũng chỉ ra vị trí tối ưu

đặt tụ bù sẽ là các nút 14, 15.

Bảng 1. Công suất phụ tải

Nút 1 2 3 4 5 6 7 8

Pi.l (kW) 0 21,7 2,4 7,6 24,2 12,0 22,8 30,0

Qi.l (kVar) 0 12,7 1,2 1,6 56,0 5,0 10,9 67,3

TPT (%) 0 20 0 0 0 0 25 0

Nút 9 10 11 12 13 14 15 16

Pi.l (kW) 54,0 5,8 5 11,2 0 16,2 28,2 13,5

Qi.l (kVar) 22,0 2,0 2 7,5 0 7,6 12,5 11,8

TPT (%) 0 0 30 0 0 0 0 0

TPT%: Tỷ lệ tải phi tuyến so với tải tuyến tính

Kết thúc

Khởi tạo dân số

Tính toán giá trị mục tiêu cho

từng nhiễm sắc thể tương ứng

Kiểm tra điều kiện

dừng

Lựa chọn những

cá thể tốt

Tạo nhiễm sắc thể mới dựa trên toán tử gen di truyền

Quá trình lai tạo Quá trình đột biến

Bắt đầu

Đ

S

36 Nguyễn Văn Minh, Bạch Quốc Khánh

Kết quả trên Hình 3 cho thấy điện áp cải thiện tại các

nút 3, 4, 5, 9, 10, 14, 15, 16. Điện áp toàn mạng tăng trên

0,86 pu thỏa mãn điều kiện điện áp ràng buộc. THD tại các

nút đều bằng và giảm nhỏ hơn lúc chưa lắp tụ, THDmax

trước lắp tụ tại nút 3 là 5,62% và sau lắp 2 tụ là 4,55%, góp

phần giảm TTCS do sóng hài.

Hình 3. Biên độ điện áp và THD các nút trước bù và

sau bù tối ưu bằng 2 bộ tụ 25 kVar

TTCS lưới điện trước bù là 31,461 kW và sau bù là

29,963 kW, giảm 1,498 kW. Hàm chi phí fmin = 49,233106

(đồng) với giả thiết Ke = 1,405103 (đ/kW); Kc = 300103

đ/kVar tụ bù ABB trung thế phản ảnh thực tế chi phí tại

Việt Nam.

b. Trường hợp 2: Chọn công suất tụ 25 kVar, số lượng

4 tụ cần tìm vị trí tối ưu. Kết quả chỉ ra vị trí tối ưu đặt tụ

bù sẽ là các nút 3, 9, 15, 16.

Hình 4. Biên độ điện áp và THD các nút trước bù và sau bù tối

ưu bằng 4 bộ tụ 25 kVar

Kết quả trên Hình 4 cho thấy điện áp cũng cải thiện rõ

rệt tại các nút 3, 4, 5, 9, 10, 14, 15, 16.

Điện áp toàn mạng tăng và lớn hơn 0,86 pu tốt hơn

trường hợp 1. TTCS trong mạng là 31,461 kW và sau bù là

29,75 5kW, giảm 1,706 kW. Tương ứng hàm chi phí

fmin = 54,935106 (đồng).

THD tại các nút đều bằng và thấp hơn lúc chưa lắp tụ,

THDmax trước bù là 5,34% và sau bù là 4,34%.

c. Trường hợp 3: Chọn công suất tụ 50 kVar và số lượng

vẫn xét 4 tụ, cần tìm vị trí tối ưu. Kết quả chỉ ra vị trí tối ưu

đặt tụ bù sẽ là các nút 3, 4, 6, 9.

Hình 5. Biên độ điện áp và THD các nút trước bù và

sau bù tối ưu bằng 4 bộ tụ 50 kVar

Kết quả trên Hình 5 cũng cho thấy điện áp cải thiện đáng

kể, tăng gần bằng 1 pu, tốt hơn trường hợp 1 và 2. TTCS lưới

trước bù là 31,461 kW và sau bù là 29,963 kW, giảm

1,824 kW. Tương ứng hàm chi phí fmin = 5,927106 (đồng).

THD tại các nút có sự thay đổi tăng và giảm hơn lúc

chưa lắp tụ, THDmax trước lắp tụ là 5,34% và sau lắp 4 tụ

là 4,25%. Các nút có THD đều giảm nhiều hơn là: 3, 4, 6,

9 nhưng đều nằm trong phạm vi cho phép, góp phần giảm

TTCS do sóng hài.

5. Kết luận

Bài báo đã đề xuất và áp dụng thành công giải thuật GA

để xác định vị trí và công suất đặt tụ tại các nút trong lưới

16 nút, với việc tối thiểu hàm mục tiêu để giảm tổng tổn

thất có xét đến tổn thất do sóng hài gây ra, trong khi thỏa

mãn các điều kiện ràng buộc về chất lượng điện năng như

độ lệch điện áp và tổng biến dạng sóng hài THD. Nội dung

quan tâm đến cải thiện điện áp toàn hệ thống theo tiêu

chuẩn [12] với việc bù tối ưu công suất phản kháng để tăng

điện áp, giảm tổn thất công suất và giảm chi phí vận hành

hệ thống.

Với các kết quả đạt được như trên cho thấy rằng dùng

GA tối ưu hóa vị trí, công suất cho tụ bù là phương pháp

hữu ích, để giảm tổn thất công suất, cải thiện điện áp và

sóng hài toàn hệ thống xem xét khi xác định chính xác vị

trí lắp đặt.



[1] J. Arrillaga, B. C. Smith, N. R. Watson, A. R. Wood, Power system harmonic analysis, John Wiley & Sons, 1997.

[2] T. Manglani, Y. S. Shishodia, “A Survey of Optimal Capacitor

Placement Techniques on Distribution Lines to Reduce Losses”,

International Journal of Recent Research and Review, Vol. I, Mar.

2012.

[3] O. P. Mahela, D. M. L. Goyal, “Optimal Capacitor Placement

Techniques in Transmission and Distribution Networks to Reduce Line Losses and Voltage Stability Enhancement: A Review”, IOSR

Journal of Electrical and Electronics Engineering (IOSR-JEEE),

Vol. 3, Issue 4, 2012, pp. 01-08.

[4] L. Davis, Handbook of Genetic Algorithms, Van Nortrand Reinhold,

1991.

[5] Nguyễn Văn Minh, Bạch Quốc Khánh, “Tối ưu vị trí và dung lượng

tụ bù trong lưới phân phối mẫu 16 nút sử dụng thuật toán di truyền để giảm tổn thất điện năng”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ,

Trường Đại học Công nghiệp Hà Nội, số 42, 2017, trang 20-24.

[6] M. Gupta, B. S. Surjan “Optimal sizing and Placement of Capacitors

for Loss Minimization In 33-Bus Radial Distribution System Using

Genetic Algorithm in MATLAB Environment”, International

Journal of Advanced Research in Computer Eng. & Tech.

(IJARCET), Vol. 1, Issue 8, Oct. 2012, pp. 122-127.

[7] H. C. Leung, Dylan D. C. Lu, A PSO Approach in Optimal FACTS

Selection with Harmonic Distortion Considerations, An Update on

Power Quality book, InTechOpen, March 2013.

[8] Masoum, M. A. S., Ladjevardi, M., Jafarian, A. and Fuchs, E. F.,

“Optimal placement, replacement and sizing of capacitor banks in

distorted distribution networks by genetic algorithms”, IEEE Trans.

Power Delivery, Vol.19, No.4, 2004, pp. 1794-1801.

[9] J. Vuletic, M. Todorovski, “Optimal capacitor placement in distorted

distribution networks with different load models using Penalty Free Genetic Algorithm”, ScienceDirect, Electrical Power and Energy

Systems, 78, 2016, pp. 174–182.

[10] Task force on Harmonics Modeling and Simulation, “The modeling

and simulation of the propagation of harmonics in electric power networks Part I, II”, IEEE Trans. Power Delivery, Vol. 11, No. 1,

Jan. 1996, pp. 452-465, 466-474.

[11] Tutorial on Harmonics Modeling and Simulation, IEEE Power

Engineering Society, 1998.

[12] Thông tư 39/2015/TT-BCT, Bộ Công Thương, ngày 18/11/2015,

Quy định hệ thống điện phân phối.


38 Nguyễn Thị Trúc Loan, Từ Thị Mỹ Lệ

ẢNH HƯỞNG CỦA PHƯƠNG PHÁP TIỀN XỬ LÝ BẰNG KIỀM ĐẾN

HIỆU SUẤT VÀ CHẤT LƯỢNG GELATIN CHIẾT XUẤT TỪ VẢY CÁ HỒI

STUDYING THE EFFECT OF PRETREATMENT METHODS WITH ALKANE ON YIELD

AND QUALITY OF GELATIN EXTRACTED FROM SALMON SCALE

Nguyễn Thị Trúc Loan1, Từ Thị Mỹ Lệ2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected] 2Công Ty TNHH Eurofins Sắc Ký Hải Đăng; [email protected]

Tóm tắt - Mục đích của nghiên cứu này nhằm đánh giá ảnh hưởng của phương pháp tiền xử lý bằng kiềm (NaOH và Ca(OH)2) đến hiệu suất và chất lượng gelatin chiết xuất từ vảy cá hồi. Kết quả nghiên cứu cho thấy nồng độ kiềm và thời gian tiền xử lý có ảnh hưởng rất lớn đến độ nhớt và nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin. Theo đó, vảy cá hồi được tiền xử lý bằng NaOH nồng độ 0,5 % với tỷ lệ vảy cá: NaOH = 1 : 3 (g/ml) trong 3h, sau đó được trích ly bằng nước nóng 70°C với tỷ lệ vảy cá : nước = 1 : 3 (g/ml) trong 4h cho gelatin có độ nhớt và nồng độ chất khô cao nhất (7,25cP và 4Bx tương ứng). Một số chỉ tiêu cơ bản của gelatin nghiên cứu cho thấy sản phẩm đạt yêu cầu so với QCVN 4 – 21:2011/BYT về phụ gia tạo đặc. Kết quả so sánh với gelatin được xử lý bằng axit HCl thì gelatin nghiên cứu có độ tinh khiết cao hơn, tuy nhiên độ bền gel và hiệu suất thu nhận thấp hơn.

Abstract - The aim of this research is to study the effect of pretreatment method with alkane on yield and quality of gelatin extracted from fish scale. NaOH and Ca(OH)2 are chosen to pretreat salmon scale. Statistical analysis shows that alkane concentration and extraction temperature significantly affect the viscosity and gelatin concentration technical parameters of alkane pretreatment are the ratio scale: NaOH (0,5 %) ratio = 1 : 3 (g/ml), time extraction of 3h, then scale is extracted with hot water at 70°C with dry scale : solution ratio = 1 : 3, (g/ml) for 4 hours provides gelatin with the best viscosity and concentration (7.25 cP and 4 Bx respectively). The quality indicators of extracted gelatin using alkane methods satisfy specified levels of Vietnam standard QCVN 4 – 21:2011/BYT for food additives - thickeners. Gelatin pretreated using NaOH is more pure, although it produces the lower yield and gel strength in comparison with gelatin pretreated using HCl.

Từ khóa - gelatin từ vảy cá; phương pháp kiềm; phương pháp axit; hiệu suất; độ bền gel.

Key words - gelatin from fish scale; alkane method; acid method; yield; gel strength.


Chế biến thủy sản là một ngành công nghiệp chế biến

quan trọng trong nền kinh tế quốc dân, tạo ra những sản

phẩm giá trị gia tăng, đem lại nguồn thu lớn cho ngân sách

nhà nước. Lượng phế liệu, phế phẩm từ các nguyên liệu

thủy hải sản chiếm từ 20 - 50% tổng lượng nguyên liệu, tùy

thuộc vào tính chất của mặt hàng bao gồm: nội tạng, đầu,

da, vảy, xương, v.v. chưa được xử lý thích hợp gây lãng

phí và ô nhiễm môi trường nghiêm trọng [1].

Theo Food Chemical Codex 5th (2003), gelatin là sản

phẩm thu được bằng phương pháp thủy phân collagen bởi

nhiệt – thành phần chính của da, xương và mô liên kết của

động vật bao gồm cả cá và gia cầm.

tº

C102H149N31O38 + H2O C102H151N31O39

(collagen) (gelatin)

Hiện nay, gelatin được ứng dụng rộng rãi trong ngành

công nghiệp thực phẩm, dược phẩm, kỹ thuật, v.v. với các

đặc tính tạo gel, ổn định cấu trúc, tính nhũ hóa và tạo bọt,

được sản xuất chủ yếu từ da và xương gia súc (bò, lợn, gà)

với giá thành cao và tính an toàn thấp.

Gần đây, các nghiên cứu đã chứng minh rằng vảy cá là

một nguồn nguyên liệu tiềm năng để chiết xuất gelatin,

đồng thời cũng chỉ ra rằng, quá trình tiền xử lý bằng axit

hoặc kiềm cần được tiến hành trước để khử khoáng (loại

bỏ muối Ca có trong vảy cá) nhằm mục đích thu được

gelatin có chất lượng tốt hơn.

Năm 2009, Wangtueai và Noomhorm đã ngâm vảy cá

mối trong dung dịch NaOH 0,51 % 3 giờ 6 phút, sau đó

trích ly ở 78,5°C trong 3 giờ 1 phút. Kết quả gelatin tạo ra

có chất lượng cao (độ Bloom = 252 g, độ nhớt = 7,50 cP,

hiệu suất = 10,6 %).

Năm 2009, Yan Wang và Joe M. Regenstein đã đánh giá

ảnh hưởng của HCl, EDTA và CH3COOH đến hiệu suất và

chất lượng gelatin chiết xuất từ vảy cá chép. Nghiên cứu chỉ

ra rằng sử dụng EDTA cho khả năng khử khoáng cao và hiệu

suất chiết xuất gelatin cao hơn so với 2 loại axit còn lại.

Năm 2011, Zhang và cộng sự đã ngâm vảy cá chép

trong dung dịch HCl 0,4 M với tỷ lệ vảy : axit = 1 : 15 trong

90 phút, sau đó trích ly với axit axetic 0,5 M hoặc pepsin.

Kết quả collagen giàu axit amin nhưng nhiệt độ đông đặc

thấp hơn gelatin nguồn gốc gia súc.

Năm 2015, Nguyen Thi Truc Loan và Dao Thi Anh Thu

đã đánh giá ảnh hưởng của phương pháp tiền xử lý vảy cá

hồi bằng axit. Kết quả nghiên cứu chỉ ra rằng, vảy cá hồi

được ngâm bằng dung dịch HCl 0,3M với tỷ lệ vảy :

axit = 1 : 10 (g/ml) trong 2 giờ cho khả năng khử khoáng

(94 %) và dung dịch gelatin có độ nhớt cao nhất (7 cP).

Năm 2017, Nguyễn Thị Trúc Loan và Trần Thị Thanh

Mơ đã nghiên cứu thu nhận gelatin từ vảy cá hồi của các

nhà máy chế biến thủy sản trên địa bàn thành phố Đà

Nẵng bằng phương pháp axit. Vảy cá hồi được ngâm bằng

dung dịch HCl 0,3M với tỷ lệ vảy : axit = 1 : 10 (g/ml)

trong 2 giờ, sau đó trích ly bằng nước nóng 65°C trong

3 giờ với tỷ lệ vảy : nước = 1 : 2 (g/ml). Hiệu suất đạt

9,7 %, độ bền gel = 96 g.

Tổng kim ngạch nhập khẩu cá hồi của Việt Nam đạt

13,1 triệu USD năm 2010 và có xu hướng tăng trưởng

mạnh trong những năm gần đây, trong đó vảy cá hồi chiếm

2 % thành phần khối lượng cá, thành phần hóa học của vảy



có 28 % protein (so với 100 g vảy cá) [5] đã chứng minh

được vảy cá hồi là một trong những nguyên liệu tiềm năng

giàu protein và có sản lượng tốt, có thể xử lý để sản xuất

gelatin theo công nghệ phù hợp.

Tiền xử lý bằng axit có tác dụng khử khoáng nguyên

liệu tốt, tạo ra sản phẩm có hàm lượng kim loại nặng ở

mức thấp nhất, trong khi đó tiền xử lý bằng kiềm lại có

tác dụng loại protein tạp rất tốt để tạo ra sản phẩm đạt độ

tinh khiết cao.

Vì vậy nhóm tác giả tiến hành nghiên cứu ảnh hưởng

của phương pháp kiềm đến hiệu suất và chất lượng gelatin

chiết xuất từ vảy cá hồi nhằm đánh giá, so sánh với

phương pháp axit.

2. Đối tượng và phương pháp nghiên cứu

2.1. Đối tượng nghiên cứu

Vảy cá sau khi thu mua từ nhà máy thủy sản chứa rất nhiều

tạp chất và vi sinh vật, nếu không có biện pháp xử lý kịp thời

thì vảy cá sẽ bốc mùi nặng, giảm chất lượng, vì vậy cần có

phương pháp để làm sạch vảy cá trước khi đưa vào bảo quản.

Vảy cá hồi thu mua từ các nhà máy thủy sản ở thành

phố Đà Nẵng được rửa bằng nước sạch nhiều lần rồi rửa

bằng nước muối 10 %, với tỉ lệ vảy cá : nước muối = 1 : 2

trong 10 phút ở nhiệt độ phòng, để ráo rồi bảo quản lạnh

đông trong các túi zip [5].


2.2.1. Phương pháp tiền xử lý vảy cá

Đây là công đoạn quan trọng nhằm làm mềm tổ chức

của nguyên liệu, loại bỏ các hợp chất hữu cơ, chất màu,

chất khoáng, cắt đứt các mạch polypeptide của collagen

thành các peptide ngắn thuận lợi cho quá trình trích ly [7].

Tiến hành thí nghiệm khảo sát quá trình tiền xử lý vảy

cá bằng NaOH và Ca(OH)2 với mục đích xác định được

loại kiềm, nồng độ và thời gian ngâm thích hợp nhất để thu

được gelatin có độ nhớt và nồng độ chất khô cao nhất:

+ Tham khảo nghiên cứu của tác giả Sutee Wangtueai

và Athapol Noomhorm [2], tiến hành ngâm vảy cá ở các

khoảng khảo sát:

- Nồng độ NaOH = 0,3%; 0,5%; 0,7%; 0,9%;

- Tỉ lệ vảy cá : NaOH = 1 : 3 (g/ml);

- Khoảng thời gian khảo sát là 1, 3, 6, 9 giờ.

+ Tham khảo luận văn của Nguyễn Thị Thảo [8], chọn

các khoảng khảo sát:

- Hàm lượng Ca(OH)2: 10, 15, 20, 25 g/l;

- Tỉ lệ vảy : Ca(OH)2 = 1 : 3 (g/ml);

- Thời gian ngâm: 1, 3, 6, 9 ngày.

Vảy cá sau khi ngâm kiềm lọc bằng vải thưa, rửa dưới

vòi nước nhiều lần đến khi pH trung tính, rửa sạch trong

nước cất trước khi trích ly.

Để đánh giá được ảnh hưởng của quá trình tiền xử lý

này, tất cả các mẫu trên đều được trích ly ở cùng một điều

kiện: nhiệt độ 70°C, tỷ lệ vảy : nước là 1 : 3 (g/ml) trong

thời gian 4 giờ [2]. Dịch chiết sau trích ly được lọc sạch rồi

đo độ nhớt bằng máy đo độ nhớt BROOKFIELD, đo độ

nhớt dịch gelatin ở 60°C [9] và nồng độ chất khô bằng thiết

bị đo độ Brix cầm tay [8].

+ Độ nhớt là tính chất đặc trưng của gelatin, là đại

lượng có mối tương quan với độ bền gel của dịch gelatin

thu nhận, khi độ nhớt của dịch chiết cao thì trong một giới

hạn nào đó khả năng tạo gel của gelatin càng lớn.

+ Nồng độ chất khô cho biết nồng độ các chất hòa tan

trong dung dịch. Nồng độ chất khô có mối tương quan đến

độ nhớt và chất lượng gelatin.

2.2.2. Phương pháp trích ly thu nhận gelatin

Quá trình trích ly là quá trình thủy phân collagen dưới tác

dụng của nước và nhiệt nhằm cắt đứt liên kết hydro giữa các

sợi collagen để tách hoàn toàn gelatin ra khỏi nguyên liệu [7].

Tỷ lệ vảy cá: nước, nhiệt độ trích ly và thời gian trích

ly là các yếu tố có ảnh hưởng lớn đến quá trình trích ly thu

nhận gelatin, do đó việc khảo sát để chọn được các thông

số trích ly tốt nhất rất quan trọng.

Vảy cá sau khi tiền xử lý với các thông số tốt nhất ở

mục 2.2.1. tiến hành trích ly [6]:

- Nhiệt độ trích ly: 60, 70, 80°C;

- Tỉ lệ vảy cá : nước = 1 : 2, 1 : 3, 1 : 4, 1 : 5 (g/ml);

- Thời gian trích ly: 2, 4, 6 giờ.

Dịch gelatin được lọc rồi đi xác định các chỉ tiêu sau:

độ nhớt và nồng độ chất khô.

Hiệu suất thu hồi (%) được tính toán sau khi sấy khô

dịch chiết gelatin đến độ ẩm 10 – 12 % theo công thức:

H =𝑀1

𝑀2

× 100%

Trong đó: M1: Khối lượng gelatin sau khi sấy (g),

M2: Khối lượng vảy cá đem đi trích ly (g).

2.2.3. Các phương pháp hóa lý đánh giá chất lượng gelatin

nghiên cứu

Vảy cá sau khi được tiền xử lý với các thông số tốt nhất

như Mục 2.2.1. được đem đi rửa bằng nước sạch nhiều lần

đến pH trung tính rồi đem đi trích ly với các thông số tốt

nhất như Mục 2.2.2. Dịch trích ly được lọc qua vải lọc, sau

đó bổ sung vào 1 % than hoạt tính với mục đích lọc hết các

kết tủa trắng và mùi tanh đặc trưng của vảy cá, khuấy đều,

sau đó đem lọc lại với giấy lọc để loại bỏ hết than [6[. Dịch

sau khi lọc đem sấy ở tủ sấy với nhiệt độ 40 – 50°C đến khi

đạt được khối lượng không đổi [6], thu được gelatin.

Gelatin thu được đem đi xác định độ ẩm bằng phương

pháp sấy mẫu ở 100 – 105°C đến khối lượng không đổi,

hàm lượng protein tổng số bằng phương pháp Kjeldahl,

hàm lượng lipit bằng phương pháp chiết Soxhlet, hàm

lượng tro bằng phương pháp nung ở 550 – 600°C đến khối

lượng không đổi [6].

Xác định pH của gelatin bằng máy đo pH.

Xác định hàm lượng kim loại nặng: As theo TCVN

7770:2007; Pb, Cd theo TCVN 8126:2009; Hg theo TCVN

7604:2007.

Khả năng tạo gel là một trong những tính chất quan

trọng nhất của gelatin để đánh giá chất lượng và quyết định

khả năng ứng dụng của gelatin. Độ bền của khối gel được

đặc trưng bởi độ Bloom. Độ Bloom là khối lượng gam cần

thiết tác dụng lên bề mặt gel tạo bởi pitton có đường kính


13 mm với tốc độ 0,5 mm/s để khối gel lún xuống 4 mm.

Khối gel có hàm lượng gelatin là 6,67 % được tạo gel ở

nhiệt độ 10°C trong 16 - 18 giờ, sau đó đi xác định độ

Bloom bằng thiết bị phân tích TA-XT2 (Stable

Microsystems, Godalming, Anh) [9].

2.2.4. Phương pháp xử lý số liệu

Các thí nghiệm được lặp lại 3 lần. Các số liệu được xử

lý bằng phần mềm Microsoft Excel - Anova: Two-Factor

Without Replication với mức ý nghĩa 5 %.

3. Kết quả nghiên cứu và biện luận

3.1. Ảnh hưởng của phương pháp tiền xử lý bằng kiềm

3.1.1. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm NaOH

đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dịch chiết gelatin

Kết quả khảo sát sự ảnh hưởng của nồng độ và thời gian

ngâm NaOH đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dung

dịch gelatin được thể hiện ở Hình 1 và Hình 2.

Nồng độ chất khô và độ nhớt dịch chiết gelatin tăng

tuyến tính với sự tăng nồng độ và thời gian ngâm NaOH.

Theo kết quả phân tích số liệu với mức ý nghĩa 5 %, thì cả

nồng độ và thời gian ngâm đều có ảnh hưởng đến độ nhớt

và nồng độ chất khô (F > Fcrit).

Hình 1. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm NaOH đến

nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin

Hình 2. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm NaOH đến

độ nhớt của dịch chiết gelatin

Tại mức thời gian 3 giờ và nồng độ NaOH 0,5 % cho dịch

gelatin có nồng độ chất khô và độ nhớt đạt giá trị cao nhất (4,2

và 7,25 tương ứng). Tuy nhiên khi tăng thời gian ngâm NaOH

lên mức 6 và 9 giờ thì 2 giá trị này lại bắt đầu giảm.

Điều này có thể giải thích như sau: Vảy cá khi ngâm

với NaOH mềm và nở ra, dưới tác dụng của vôi liên kết

peptit bị cắt đứt tạo điều kiện cho quá trình chiết gelatin.

Tuy nhiên, khi tăng thời gian ngâm thì quá trình này xảy ra

mãnh liệt làm hòa tan một số thành phần protein không

phải collagen và một phần gelatin cũng bị hòa tan, làm hao

hụt chất khô trầm trọng, dẫn đến độ nhớt và nồng độ chất

khô giảm mạnh.

Vì vậy, khi sử dụng dung dịch NaOH cho quá trình tiền

xử lý thì ở nồng độ 0,5% và thời gian là 3 giờ, với tỉ lệ vảy

: NaOH = 1 : 3 (g/ml) là phù hợp nhất.

3.1.2. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm Ca(OH)2

đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dịch chiết gelatin

Kết quả khảo sát sự ảnh hưởng của nồng độ và thời gian

ngâm Ca(OH)2 đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dung


Theo kết quả phân tích số liệu với mức ý nghĩa 5 % thì

cả nồng độ và thời gian ngâm đều có ảnh hưởng đến độ

nhớt và nồng độ chất khô (F > Fcrit).

Hình 3. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm Ca(OH)2

đến nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin

Hình 4. Ảnh hưởng của nồng độ và thời gian ngâm Ca(OH)2

đến độ nhớt của dịch chiết gelatin

Nồng độ chất khô tăng khi tăng hàm lượng Ca(OH)2 (từ

10 g/l lên 15 g/l) và độ nhớt của dịch chiết tăng khi tăng

thời gian xử lý (từ 1 ngày lên 3 ngày). Ở mức hàm lượng

15 g/l và thời gian xử lý 3 ngày thì cho nồng độ chất khô

và độ nhớt cao nhất (3,5 Bx và 6 cP tương ứng). Tuy nhiên,

2 giá trị này có xu hướng giảm khi tiếp tục tăng nồng độ và

thời gian ngâm Ca(OH)2. Điều này cũng được giải thích

tương tự như quá trình ngâm NaOH.

Như vậy, thông số tốt nhất cho phương pháp tiền xử lý

bằng Ca(OH)2 là: Ca(OH)2 15 g/l ngâm trong thời gian 3

ngày, tỉ lệ vảy : Ca(OH)2 = 1 : 3 (g/ml).

3.1.3. Nhận xét chung về ảnh hưởng của phương pháp tiền

xử lý bằng kiềm

Nhìn chung, ta thấy nồng độ kiềm ảnh hưởng trực tiếp

đến độ nhớt và nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin. Khi

2.5

3

3.5

4

4.5

0,3 % 0,5 % 0,7 % 0,9 %

Nồn

g k

hô

chất

kh

ô, B

x

Nồng độ NaOH

1 giờ

3 giờ

6 giờ

9 giờ

4.5

5

5.5

6

6.5

7

7.5

0,3 % 0,5 % 0,7 % 0,9 %

Độ n

hớ

t, c

P

Nồng độ NaOH

1 giờ

3 giờ

6 giờ

9 giờ

2.5

3

3.5

4

10 g/l 15 g/l 20 g/l 25 g/l

Nồn

g k

hô

chất

kh

ô, B

x

Nồng độ Ca(OH)2

1 ngày

3 ngày

6 ngày

9 ngày

4

4.5

5

5.5

6

6.5

10 g/l 15 g/l 20 g/l 25 g/l

Độ n

hớ

t, c

P

Nồng độ Ca(OH)2

1 ngày

3 ngày

6 ngày

9 ngày


tăng nồng độ kiềm thì độ nhớt và nồng độ chất khô tăng,

tuy nhiên nếu đạt đến nồng độ nhất định mà tại đó dịch

chiết gelatin đạt độ nhớt và nồng độ chất khô cao nhất thì

lại có xu hướng giảm.

Nhận xét về cảm quan thì vảy cá sau khi ngâm bằng

Ca(OH)2 không được nở và mềm như khi ngâm bằng

NaOH (Hình 5). Điều này gây bất lợi cho quá trình trích ly

về thời gian và nhiệt độ trích ly, cũng như chất lượng của

dịch chiết gelatin thành phẩm.

Ngoài ra nếu so sánh ở các điều kiện tiền xử lý tốt nhất ở

mục 3.1.1 và 3.1.2 khi ngâm NaOH và Ca(OH)2 thì độ nhớt

và nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin khi ngâm NaOH

0,5 % trong 3 giờ (7,25 cP và 4,2 Bx tương ứng) cũng cao

hơn so với khi ngâm bằng Ca(OH)2 15g/l trong 3 ngày (6 cP

và 3,5 Bx tương ứng). Điều này có thể được giải thích là do

tính kiềm của NaOH cao hơn Ca(OH)2 nên quá trình phá hủy

các liên kết ngang collagen xảy ra nhanh và mạnh mẽ hơn.

Do đó, nhóm tác giả chọn ngâm vảy trong NaOH 0,5 %

với tỉ lệ vảy : NaOH = 1 : 3 (g/ml) trong 3 giờ để tiến hành

bước khảo sát tiếp theo.

a) b)

Hình 5. (a) Vảy cá và dịch trích ly sau khi ngâm Ca(OH)2

(b) Vảy cá và dịch trích ly sau khi ngâm NaOH

3.2. Ảnh hưởng của một số yếu tố đến quá trình trích ly

3.2.1. Ảnh hưởng của nhiệt độ và tỉ lệ trích ly đến nồng độ

chất khô và độ nhớt dịch chiết gelatin

Kết quả khảo sát sự ảnh hưởng của nhiệt độ và tỉ lệ trích

ly vảy : nước đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dung


Theo kết quả phân tích số liệu với mức ý nghĩa 5 % thì

cả tỷ lệ vảy/nước và nhiệt độ trích ly đều có ảnh hưởng đến

độ nhớt và nồng độ chất khô (F > Fcrit).

Nhận thấy, với tỷ lệ vảy : nước = 1 : 2, nồng độ chất

khô và độ nhớt thấp do chưa đủ lượng nước để trích ly hết

gelatin, còn tại tỷ lệ 1 : 4 và 1 : 5 lại quá loãng, làm cho độ

nhớt và nồng độ chất khô có xu hướng giảm. Tỷ lệ vảy :

nước trích ly = 1 : 3 cho dung dịch có độ nhớt và nồng độ

chất khô cao nhất.

Ngoài ra, khi tăng nhiệt độ trích ly thì độ nhớt và nồng

độ chất khô tăng và đạt giá trị lớn nhất ở nhiệt độ 70°C.

Tuy nhiên, khi tiếp tục tăng nhiệt độ thì độ nhớt và nồng

độ chất khô sẽ giảm.

Điều này có thể giải thích như sau: Ở 60°C là chưa đủ

nhiệt độ để phá vỡ liên kết ngang trong mạch polypeptit,

dẫn đến hàm lượng chất khô giải phóng ra chưa nhiều, hơn

nữa sự phá vỡ không hoàn toàn mạch polypeptit làm nồng

độ chất khô và độ nhớt dịch gelatin không cao. Nhưng khi

tăng nhiệt độ lên 80°C, là ngưỡng nhiệt độ quá cao làm quá

trình thủy phân diễn ra mạnh mẽ, tạo thành sản phẩm phụ

không mong muốn (gelatose và gelatone), làm giảm độ

nhớt và nồng độ chất khô của dịch chiết.

tº C102H149N31O39 + 2H2O C55H85N17O22 + C47H70N19 + 7N2

(gelatin) (galatone) (gelatose)

Như vậy, trích ly ở 70°C và tỷ lệ vảy : nước trích

ly = 1 : 3 cho dịch chiết gelatin có độ nhớt và nồng độ chất

khô cao nhất.

Hình 6. Ảnh hưởng của nhiệt độ và tỉ lệ trích ly đến

nồng độ chất khô của dịch chiết gelatin

Hình 7. Ảnh hưởng của nhiệt độ và tỉ lệ trích ly đến

độ nhớt của dịch chiết gelatin

3.2.2. Ảnh hưởng của thời gian trích ly đến nồng độ chất

khô và độ nhớt dịch chiết gelatin

Kết quả khảo sát sự ảnh hưởng của thời gian trích ly

đến nồng độ chất khô và độ nhớt của dịch chiết gelatin khi

trích ly ở 70°C được thể hiện ở Hình 8.

Hình 8. Ảnh hưởng của thời gian trích ly đến nồng độ chất khô

và độ nhớt của dịch chiết gelatin

Có thể thấy rằng độ nhớt và nồng độ chất khô tăng

tuyến tính khi tăng thời gian trích ly từ 2 giờ lên 4 giờ và

đạt giá trị cao nhất tại 4 giờ (7,25 cP và 4 Bx tương ứng).

Tuy nhiên, khi tăng thời gian trích ly lên 6 giờ thì độ nhớt

và nồng độ chất khô lại có xu hướng giảm.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

1:05 1:04 1:03 1:02

Nồn

g đ

ộ c

hất

kh

ô, B

x

Tỷ lệ vảy: nước

60ºC

70°C

80°C

0

1

2

3

4

5

6

7

8

1:05 1:04 1:03 1:02

Độ n

hớ

t, c

P

Tỷ lệ vảy: nước

60ºC

70°C

80°C

6

6.2

6.4

6.6

6.8

7

7.2

7.4

0

0.5

1

1.5

2

2.5

3

3.5

4

4.5

2 giờ 4 giờ 6 giờ Thời gian trích ly

Độ nhớt, cPNồng độ

chất khô, Bx

Nồng độ

chất khô

Độ nhớt


Điều này có thể giải thích như sau: Ở 2 giờ, quá trình

phá hủy collagen chưa diễn ra hoàn toàn nên độ nhớt và

nồng độ chất khô thấp và có xu hướng tiếp tục tăng. Ở 6

giờ, vì quá trình trích ly lâu, gelatin bị phân hủy thành

gelatone và gelatose, ngoài ra còn có một số phần tử phi

protein trong vảy được tạo ra làm giảm độ nhớt và nồng độ

chất khô.

Từ những kết quả khảo sát trên, nhóm tác giả chọn các

thông số cho quá trình trích ly như sau: thời gian trích ly

4 giờ, nhiệt độ trích ly 70°C, tỷ lệ vảy : nước = 1 : 3. Ở điều

kiện này, dịch trích ly gelatin có nồng độ chất khô đạt 4 Bx

và độ nhớt đạt 7,25 cP.

Điều kiện trích ly này tương đồng với điều kiện trích ly

vảy cá mối bằng NaOH của tác giả Sutee Wangtueai [2],

nhưng cao hơn điều kiện trích ly vảy cá hồi của tác giả Nguyễn

Thị Trúc Loan [6]. Điều này chứng tỏ axit có lợi hơn khi tiền

xử lý vảy cá vì làm cho cấu trúc của vảy mềm hơn, vảy trương

nở tốt hơn và thuận lợi hơn cho quá trình trích ly.

3.3. Đánh giá chất lượng hiệu suất thu hồi của gelatin

nghiên cứu

3.3.1. Đánh giá chất lượng gelatin nghiên cứu

Kết quả đánh giá một số chỉ tiêu cơ bản của gelatin

nghiên cứu đồng thời so sánh với gelatin được sản xuất

bằng phương pháp axit và gelatin thương phẩm theo

QCVN được thể hiện ở Bảng 1.

Bảng 1. Chỉ tiêu chất lượng của gelatin nghiên cứu

Chỉ tiêu đánh

giá

Gelatin nghiên

cứu

Gelatin sản

xuất bằng

phương pháp

axit [6]

Gelatin thương

phẩm theo

QCVN 4-21:

2011/BYT [10]

pH 5,8 4,9 4,5 - 6

Ẩm, % 8,5 10,17 < 18

Protein, % 98 87 > 80 %

Lipit, % - - -

Tro, % 2,5 0,82 2

Độ bền gel 70 96 50 - 300

Tổng vi sinh vật

hiếu khí, cfu/g 9,3×103 3,5×103 104

Kim loại nặng,

mg/kg

As

Hg

Pb

Cd

0,16

0,028

0,046

0,022

0,11

0,014

0,027

0,016

1,0

0,15

1,5

0,5

Gelatin thành phẩm phù hợp với các chỉ tiêu chất lượng

của gelatin thương phẩm nhưng độ tro lại cao hơn, chứng

tỏ khả năng khử khoáng vảy cá của kiềm kém hơn axit. So

với gelatin sản xuất bằng axit thì gelatin thành phẩm có

hàm lượng protein cao hơn, chứng tỏ khả năng khử protein

tạp tốt hơn của kiềm khi sản xuất gelatin. Tuy nhiên, cả 2

loại gelatin sản xuất từ vảy cá đều có độ bền gel thấp, điều

này làm hạn chế ứng dụng của loại gelatin trong thực tế.

3.3.2. Đánh giá hiệu suất thu hồi gelatin

Từ 100g vảy cá thu được 8,5 g gelatin, hiệu suất thu hồi

gelatin tính theo vảy cá đạt 8,5 %. Hiệu suất thu hồi này

thấp hơn so với hiệu suất thu hồi bằng phương pháp axit

HCl (9,7 %) [5] và thấp hơn so với các nguồn nguyên liệu

từ da cá, như da cá ngừ, cá thác lác (12 – 15 %) [9].

4. Kết luận

Qua quá trình nghiên cứu, nhóm tác giả rút ra một số

kết luận như sau:

1. Loại kiềm, nồng độ và thời gian xử lý bằng kiềm có

ảnh hưởng lớn đến độ nhớt và nồng độ chất khô của dịch

chiết gelatin.

2. Vảy cá hồi được tiền xử lý bằng NaOH 0,5 % với tỷ

lệ vảy cá : NaOH = 1 : 3 (g/ml) trong thời gian 3 giờ và

trích ly với nước nóng 70°C với tỷ lệ vảy cá : nước =

1 : 3 (g/ml) trong 4 giờ cho gelatin có độ nhớt cao nhất

(7,25 cP) và nồng độ chất khô cao nhất (4 Bx). Hiệu suất

thu hồi đạt 8,5 %.

3. Kết quả xác định một số chỉ tiêu cơ bản của gelatin

chiết xuất từ vảy cá bằng phương pháp kiềm cho thấy sản

phẩm đạt yêu cầu so với QCVN 4 – 21:2011/BYT về phụ

gia tạo đặc. Gelatin thu nhận bằng phương pháp kiềm có

độ tinh khiết cao hơn, tuy nhiên độ bền gel và hiệu suất thu

nhận thấp hơn gelatin được xử lý bằng axit HCl.

5. Kiến nghị

Gelatin tử vảy cá có độ bền gel thấp nên cần biến tính

gelatin bằng các tác nhân hóa học hoặc sinh học để tăng độ

gel, giúp mở rộng phạm vi ứng dụng của loại gelatin này

trong thực tiễn sản xuất.


[1] Tổng quan ngành Thủy sản Việt Nam,

http://www.aquafisheriesexpo.com.

[2] Sutee Wangtueai, Athapol Noomhorm, “Processing optimization

and characterization of gelatin from lizardfish scales”, LWT – Food

Science and Technology, Vol. 42, 2009, pp. 825 – 834.

[3] Yan Wang, Joe M. Regenstein, “Effect of EDTA, HCl, and Citric

acid on Ca salt removal from Aisan carp scales prior to gelatin

extraction”, Journal of Food Science, 74(6), 2009, pp. 426 – 431.

[4] F. Zhang, A. Wang, Z. Li, S. He and L. Shao, “Preparation and

Characterisation of Collagen from Freshwater Fish Scales”, Food

and Nutrition Sciences, 2 (8), 2011, pp. 818 - 823.

[5] Nguyen Thi Truc Loan, Dao Thi Anh Thu, “The effect of acid

method on gelatin quality and yield from salmon (Salmonidae)

scales”, Научная перспектива, 12 (70), 2015, pp. 132 – 134.

[6] Nguyễn Thị Trúc Loan, Trần Thị Thanh Mơ, Nghiên cứu thu nhận gelatin

từ vảy cá hồi bằng phương pháp axit, Kỷ yếu Hội thảo khoa học toàn quốc

Hóa học với sự phát triển bền vững: Khai thác nguồn lợi tài nguyên thiên nhiên, sản xuất thực phẩm và dược phẩm, 2017, trang 124 – 129.

[7] Lihong Niu, Xin Zhou, Chuquia Yaan, Yun Bai, Kequang Lai, Fuxun

Yang, Yiqun Huang, “Characterization of tilapia (Oreochromis niloticus) skin gelatin extracted with alkaline and different acid

pretreatments”, Food Hydrocolloids, 33(2), 2013, pp. 336 – 341.

[8] Nguyễn Thị Thảo, Nghiên cứu thu nhận gelatin từ da cá thác lác

bằng phương pháp kiềm và đề xuất ứng dụng trong công nghệ thực

phẩm, Luận văn thạc sỹ, Đà Nẵng, 2012.

[9] Reinhard Schrieber và Herbert Gareis, Gelatine Handbook -Theory

and Industrial Practice, Wiley-VCH, 2007.

[10] QCVN 4-21: 2011/BYT, Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về phụ gia

thực phẩm – Nhóm chất làm dày.



BỘ NGHỊCH LƯU KÉP TĂNG ÁP BA PHA CHO ĐỘNG CƠ KHÔNG ĐỒNG BỘ

BA PHA SÁU ĐẦU DÂY

A THREE PHASE DUAL BOOST INVERTER FOR OPEN-END WINDING

INDUCTION MOTOR

Tô Thanh Lợi1, Nguyễn Minh Khai2, Đỗ Đức Trí1, Trần Tấn Tài3 1Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Thành phố Hồ Chí Minh; [email protected]

2Trường Đại học Chosun, Hà Quốc; [email protected] 3Trường Đại học Quốc gia Chonnam, Hàn Quốc; [email protected]

Tóm tắt - Bộ nghịch lưu kép ba pha cấp cho động cơ không đồng bộ ba pha sáu đầu dây đã được nghiên cứu và ứng dụng rộng rãi trong thực tế với ưu điểm nâng cao được công suất động cơ, có thể điều khiển bằng phương pháp véc-tơ không gian hay sóng mang. Tuy nhiên, cấu hình này vẫn có hạn chế là: tần số đóng ngắt của các khóa công suất cao nên làm tăng tổn hao và giảm tuổi thọ linh kiện, điện áp ra nhỏ hơn điện áp vào và phải tránh trường hợp các khóa trên cùng nhánh dẫn cùng lúc. Để khắc phục các hạn chế đó, bài báo này trình bày bộ nghịch lưu kép tăng áp ba pha cấp cho động cơ không đồng bộ ba pha sáu đầu dây bằng phương pháp điều chế độ rộng xung, tăng được điện áp ngõ ra, cho phép hoạt động ở chế độ ngắn mạch sử dụng cho các nguồn năng lượng nhỏ như pin mặt trời, pin nhiên liệu, ắc quy. Các kết quả mô phỏng và thực nghiệm được thực hiện để kiểm chứng lý thuyết.

Abstract - A three phase dual boost inverter for open-end winding induction motors have been developed and widely used in practice with the advantage of improving the motor power which can be controlled by the space vector method or carrier method. However, this configuration still has the limitation. For example, the high switching frequency should increase the loss and decrease the life of the switching, or the AC output voltage less than DC input voltage and switches on the same leg turn on at the same time must be avoided. To solve this problem, this paper presents a three phase dual boost inverter for open-end winding induction motor configuration by PWM method to increase output voltage and allow the switch on the same leg to turn on at the same time for low energies such as solar energy, fuel cell and battery. Simulation and experimental results will be presented to support the theory.

Từ khóa - điều khiển động cơ ba pha sáu dây; ngắn mạch; nghịch lưu nguồn Z; nghịch lưu tăng áp; nghịch lưu kép; điều chế độ rộng xung (PWM)

Key words - open-end winding induction motor drive; shoot-through; Z-source inverter; switched boost inverter (SBI); dual inverter; pulse width modulation (PWM)


Trong những năm gần đây, các yêu cầu hệ thống điều

khiển động cơ điện tốc độ cao cho các ứng dụng trong xe ô

tô [4], nguồn năng lượng mới và các lĩnh vực điều khiển

động cơ trong công nghiệp ngày càng tăng. Yêu cầu các

động cơ điện có tốc độ cao ngày càng nhẹ hơn, kích thước

nhỏ gọn, hiệu suất cao hơn đã thúc đẩy các thiết kế mới cho

động cơ điện nhằm đáp ứng các yêu cầu đó. Tuy nhiên, khi

điều khiển động cơ từ các nguồn năng lượng nhỏ như ắc

quy, pin năng lượng mặt trời thì yếu tố hạn chế cơ bản cho

động cơ là sự suy giảm lưu lượng dòng điện khi hoạt động

ở tốc độ cao, do đó làm giảm mô-men quay và hiệu suất

của động cơ. Xe ô tô điện sử dụng nguồn ắc quy có sẵn là

một trường hợp tiêu biểu cho thấy hạn chế về giá thành và

kích thước của ắc quy. Ngày nay, sự phát triển mạnh mẽ

của điện tử công suất đã khắc phục được các hạn chế đó

với các cấu hình tăng áp và các cấu hình bộ nghịch lưu khác

nhau, đã được nghiên cứu, thiết kế cho phù hợp với từng

ứng dụng cụ thể. Cấu hình bộ nghịch lưu kép (Hình 1)

thường sử dụng cho động cơ không đồng ba pha sáu dây để

nâng cao công suất động cơ, cấu hình động cơ đơn giản,

không cần phải nối sao hay tam giác, có thể sử dụng nhiều

phương pháp điều khiển khác như điều chế véc-tơ không

gian hay điều chế sóng mang.

Tuy nhiên, bộ nghịch lưu kép này vẫn có hạn chế là

điện áp ngõ ra nhỏ hơn điện áp ngõ vào, nếu chúng ta muốn

điện áp ngõ ra cao hơn ngõ vào để sử dụng cho các nguồn

năng lượng thấp như pin mặt, pin nhiên liệu, ắc quy...thì

phải thêm mạch tăng áp trước bộ nghịch lưu. Cũng giống

như các bộ nghịch lưu truyền thống thì vẫn có hạn chế là

các khóa đóng ngắt trên cùng một nhánh không được đóng

cùng lúc, vì nó sẽ làm ngắn mạch nguồn áp một chiều, gây

hư hỏng thiết thành nguồn điện xoay chiều. Chính vì lý do

đó mà bộ nghịch lưu kết hợp tăng áp đã được nghiên cứu

và ứng dụng rộng rãi trong thực tế. [5] trình bày ứng dụng

của bộ nghịch lưu nguồn Z trong điều khiển xe điện sử

dụng ắc quy hay pin nhiên liệu, bằng cách thay đổi hệ số

ngắn mạch hay chỉ số điều chế thì có thể điều khiển được

công suất pin nhiên liệu cung cấp, công suất ngõ ra và quá

trình nạp pin. [6], [10] trình bày cấu hình bộ nghịch lưu kép

kết hợp tăng áp nguồn Z sử dụng phương pháp điều chế độ

rộng xung (PWM), mà hai bộ nghịch lưu này có thể dùng

chung nguồn hay nguồn riêng và có thể sử dụng cho tải

động cơ ba dây hoặc bốn dây. Tuy nhiên, cấu hình này cần

phải có hai cuộn dây, hai tụ điện nên làm tăng kích thước

và giá thành sản phẩm, vì vậy nó chỉ phù hợp cho các ứng

dụng có công suất lớn. Đối với các ứng dụng công suất nhỏ

thì nhiều cấu hình tăng áp khác đã được đề xuất: [7] trình

bày cấu hình SBI (Switched Boost Inverter - bộ nghịch lưu

tăng áp) chỉ sử dụng một cuộn dây, một tụ điện, hai diode

và một khóa ngắn mạch, ứng dụng cho hệ thống lưới điện

thông minh cực nhỏ sử dụng nguồn năng lượng mặt trời,

điện áp ngõ ra được điều chỉnh lớn hơn hay nhỏ hơn điện

áp vào tùy theo yêu cầu của tải với một giai đoạn chuyển

đổi; [8] cải tiến cấu hình SBI thành qSBI (quasi-SBI) với

ưu điểm là giảm điện áp trên tụ, tăng hệ số ngắn mạch và

cải thiện dòng điện ngõ vào; [9] trình bày cấu hình SBI cải

tiến, khi so sánh với SBI truyền thống thì hệ số tăng áp

giảm nhưng có giá thành và điện áp đặt trên tụ giảm. Ngoài

ra còn có các cấu hình khác với những ưu, nhược điểm khác

nhau và được ứng dụng vào từng trường hợp cụ thể. Dựa

44 Tô Thanh Lợi, Nguyễn Minh Khai, Đỗ Đức Trí, Trần Tấn Tài

vào kết quả phân tích, so sánh trong [11], thì cấu hình qSBI

có nhiều ưu điểm như: dòng điện qua các khóa bán dẫn và

qua diode nhỏ hơn, điện áp chịu được trên tụ C lớn hơn,

hiệu suất cao hơn và hệ số tăng áp lớn hơn. Do đó, bài báo

này trình bày cấu hình bộ nghịch lưu kép tăng áp (Hình 2)

có đặc điểm là tăng được điện áp ngõ ra, giảm được số lần

chuyển mạch của các khóa bán dẫn, cho phép hoạt động ở

chế độ ngắn mạch.

VdcC

IM

S1a1 S1b1 S1c1

S1a2 S1b2 S1c2 S2a1 S2b1 S2c1

INV 1 INV 2O

A1

B1C1

A2B2

C2

S1a1 S1b1 S1c1

+

- +

-

Hình 1. Bộ nghịch lưu kép truyền thống

Bài báo này phân tích hoạt động, trình bày kết quả mô

phỏng bằng phần mềm PSIM và thực nghiệm.

Hình 2. Nghịch lưu kép tăng áp đề xuất

2. Cấu hình bộ nghịch lưu đề xuất

2.1. Cấu hình bộ nghịch lưu kép đề xuất

Hình 2 minh họa mạch nghịch lưu kép tăng áp ba pha

cấp cho động cơ ba pha sáu đầu dây đề xuất, gồm một mạng

có hai diode, một tụ điện, một cuộn dây và một khóa công

suất được nối vào giữa nguồn và bộ nghịch lưu kép chung

nguồn.

Hình 3. (a) Trạng thái không ngắn mạch, (b) Trạng thái ngắn

mạch (đã đổi dấu -/+ trên cuộn dây L ở hình 3(b))

Để đơn giản cho quá trình phân tích mạch theo phương

pháp PWM đối với cấu hình đề xuất thì ta chia toàn bộ hoạt

động của mạch thành hai trạng thái: trạng thái không ngắn

mạch và trạng thái ngắn mạch như Hình 3.

Trạng thái không ngắn mạch được tạo ra khi sóng tam

giác nhỏ hơn đường thẳng Vsh trong khoảng thời gian là

T-T0 (T là chu kỳ xung, T0 thời gian ngắn mạch). Ở trạng

thái này thì các khóa hai INV đóng ngắt theo phương pháp

PWM thông thường, S0 không dẫn, D1, D2 dẫn, tụ C nạp

điện và cuộn dây L xả điện, Hình 3(a).

Ta có điện áp trên cuộn dây L và dòng điện qua tụ C

trong khoảng thời gian này là:

LL dc C

CC L pn

diV L V V

dt

dVi C I i

dt

(1)

Trạng thái ngắn mạch được tạo ra khi sóng tam giác lớn

hơn đường thẳng Vsh trong khoảng thời gian là T0, ở trạng

thái này thì tất cả các khóa của hai INV cùng đóng,

S0 đóng, D1, D2 không dẫn, tụ C xả điện và cuộn dây

L tích điện, Hình 3(b).

Ta có điện áp trên cuộn dây L và dòng điện qua tụ C

trong khoảng thời gian này là:

LL dc C

CC L

diV L V V

dt

dVi C I

dt

(2)

Áp dụng nguyên lý cân bằng điện áp cho L và C trong

trạng thái cân bằng, từ (1) và (2) ta có:

1

1 2

1 2

1

1

1 2

C dc

pn L

pn

dc

V VD

Di I

D

VB

V D

(3)

Điện áp đỉnh qua bộ nghịch lưu bằng điện áp qua tụ C

trong khoảng thời gian không ngắn mạch.

pn CV V (4)

Trong đó: D = T0/T : hệ số ngắn mạch trong mỗi chu kỳ.

B : hệ số tăng áp.

2.2. Phương pháp PWM cho cấu hình đề xuất

Hình 4. Phương pháp PWM cho cấu hình đề xuất của pha a

Hình 4 mô tả phương pháp PWM cho cấu hình đề xuất

của pha a khi chưa có xung ngắn mạch. Trong nửa chu kỳ

đầu của xung điều khiển thì S1a1 đóng ngắt liên tục theo

quy tắc so sánh giữa sóng điều khiển và sóng tam giác,

S2a1 luôn đóng, khi đó điện áp ngõ ra trên tải có hai mức


điện áp là 0V (khi S1a1 ngắt và S2a1 đóng) và Vpn (khi

S1a1 đóng và S2a1 đóng). Trong nửa chu kỳ sau của xung

điều khiển thì S1a1 luôn đóng ngắt liên tục theo quy tắc so

sánh giữa sóng điều khiển và sóng tam giác, S2a1 luôn

đóng, khi đó điện áp ngõ ra trên tải có hai mức điện áp là

0V (khi S1a1 ngắt và S2a1 đóng) và -Vpn (khi S1a1 ngắt

và S2a1 đóng). Các khóa trên cùng nhánh của S1a1 và S2a1

thì đóng ngắt theo quy tắc đối nghịch.

Ta có bốn trường hợp đóng ngắt của S1x1 và S2x1

tương ứng với điện áp ngõ ra trên tải như được mô tả trong

Bảng 1 và được minh họa trong Hình 5.

Trong đó: x = pha a,b,c.

Bảng 1. Điện áp ngõ ra trên tải (0=khóa ngắt, 1=khóa đóng)

S1x1 S2x1 Ux

0 0 -Vpn

0 1 0

1 0 0

1 1 Vpn

Xung ngắn mạch được tạo ra khi so sánh Vsh với sóng

tam giác có tần số bằng với tần số của sóng tam giác. Xung

ngắn mạch này dùng điều khiển S0 và phối hợp với 12 xung

sau khi so sánh với sóng điều khiển để tạo xung điều khiển

12 khóa bán dẫn công suất của hai INV, đồng thời tạo ra

trạng thái ngắn mạch của bộ nghịch lưu.

Hình 5. Điện áp trên pha a khi (a) S1a1=0, S2a1 =0,

(b) S1a1=0, S2a1 =1, (c) S1a1=1, S2a1 =0, (d) S1a1=1, S2a1 =1

Hình 6 minh họa phương pháp điều chế độ rộng xung

(PWM) cho INV1 của cấu hình đề xuất kết hợp với xung

ngắn mạch. Ba sóng điều khiển hình sin V1a, V1b, V1c có

tần số bằng với tần số điện áp ngõ ra, sóng tam giác có tần

số cao (5 KHz – 20 KHz), so sánh các sóng điều khiển với

sóng tam giác ta được các xung điều khiển, các xung này kết

hợp với xung ngắn mạch (qua cổng logic OR) ta được các

xung điều khiển đóng ngắt trên các khóa bán dẫn của INV1.

Tương tự cho INV2, ba sóng điều khiển hình sin V2a, V2b,

V2c lệch pha 180° so với V1a, V1b, V1c tương ứng, so sánh

với sóng tam giác và kết hợp với xung ngắn mạch ta được

các xung điều khiển đóng ngắt các khóa bán dẫn của INV2.

Hình 6. Phương pháp PWM điều khiển INV1 của

cấu hình đề xuất

Khi đó ta tính được các biên độ điện áp ba pha ngõ ra

và độ lợi điện áp khi chuyển đổi từ DC sang AC.

. . .

.2 1

m dc

m

dc

V M Vpn M BV

V MG M B

V M

(5)

Trong đó:

M : chỉ số điều chế;

Vm : biên độ điện áp xoay chiều ngõ ra;

G : độ lợi điện áp DC – AC.

2.3. Kết quả mô phỏng và thực nghiệm

Các thông số được sử dụng trong mô phỏng và thực

nghiệm là: L=1 mH; C1 = 470 µF; Vdc = 24 V; tần số sóng

tam giác là 20 kHz; chỉ số điều chế M = 0,7; tỷ số ngắn mạch

D = 0,3. Thế vào (4) và (5), ta có: Vpn = 60 V; G = 1,75;

Vm =42 V; giá trị điện áp hiệu dụng ngõ ra bằng 29,7 V.

Hình 7 trình bày kết quả mô phỏng dạng xung điều

khiển bốn khóa pha a sau khi kết hợp xung ngắn mạch. Như

vậy, sau khi kết hợp với xung ngắn mạch thì tần số đóng

ngắt của hai khóa S1a2 và S2a1 giảm một nửa, đúng với

kết quả thực nghiệm ở Hình 8.

Hình 7. Dạng xung mô phỏng điều khiển bốn khóa pha a

tính từ trên xuống: S1a1, S1a2, S2a1, S2a2

46 Tô Thanh Lợi, Nguyễn Minh Khai, Đỗ Đức Trí, Trần Tấn Tài

Hình 8. Dạng xung thực nghiệm điều khiển bốn khóa pha a

tính từ trên xuống: S1a1, S1a2, S2a1, S2a2

Hình 9. Dạng sóng mô phỏng điện pha a đo trên tải RL (hình

trên) và tải R (hình dưới)

Hình 10. Dạng sóng thực nghiệm điện áp pha a đo trên tải RL

(hình trên) và tải R (hình dưới)

Hình 9 trình bày kết quả mô phỏng dạng sóng điện áp

pha a đo trên tải RL với biên độ đỉnh là 60 V, tải R với biên

độ đỉnh là 42 V, đây chính là điện áp Vpn được tính theo

lý thuyết từ công thức (3) và (4) khi Vdc =2 4 V. Và với

kết quả thực nghiệm ở Hình 10 có biên độ là 58 V và 41 V

tương ứng khi đo trên tải RL và trên R.

3. Kết luận

Các kết quả mô phỏng và thực nghiệm phù hợp với kết

quả lý thuyết đã phân tích. Như vậy, bộ nghịch lưu kép tăng

áp đề xuất đã khắc phục được những hạn chế của bộ nghịch

lưu kép truyền thống, đó là khả năng giảm số lần chuyển

mạch của các khóa bán dẫn, giảm số lượng linh kiện ở

mạch tăng áp, tăng được điện áp ngõ ra và cho phép hoạt

động ở chế độ ngắn mạch được ứng dụng cho các nguồn

năng lượng mới và năng lượng tái tạo.


[1] F. Z. Peng, M. Shen and K. Holland, “Application of Z-Source

Inverter for Traction Drive of Fuel Cell—Battery Hybrid Electric

Vehicles”, IEEE Transactions on Power Electronics, Vol. 22, No. 3, May 2007, pp. 1054-1061.

[2] F. Z. Peng, “Z-source inverter”, IEEE Trans. Ind. Appl., Vol. 39, No.

2, March/April 2003, pp. 504-510.

[3] F. Gao, P. C. Loh, F. Blaabjerg and D. M. Vilathgamuwa, “Dual Z-

Source Inverter With Three-Level Reduced Common-Mode

Switching”, IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. 43,

No. 6, Nov.-Dec. 2007, pp. 1597-1608.

[4] M. Alam, J. Jana and H. Saha, Switched boost inverter applicable

for solar photovoltaic system based micro-grid, 2016 2nd International Conference on Control, Instrumentation, Energy &

Communication (CIEC), Kolkata, 2016, pp. 422-426.

[5] M. K. Nguyen, T. V. Le, S. J. Park, Y. C. Lim, “A Class of Quasi-

Switched Boost Inverters”, IEEE Transaction on Industrial

Electronics, Vol. 62, No. 3, March 2015, pp. 1526-1536.

[6] M. K. Nguyen; Y. O. Choi, “PWM Control Scheme for Quasi-

Switched-Boost Inverter to Improve Modulation Index”, IEEE Transactions on Power Electronics, Vol.P P, No. 99, 2017, pp. 1-1.

[7] N. Minh-Khai, “Cascaded five-level embedded-type switched boost

inverter”, J. of Advanced Engineering and Technology, Vol. 7, No.

9, 2014, pp. 107-112.

[8] A. Somani, R. K. Gupta, K. K. Mohapatra and N. Mohan,

Circulating currents in open-end winding PWM ac drives, IECON

2010 - 36th Annual Conference on IEEE Industrial Electronics Society, Glendale, AZ, 2010, pp. 798-804.

[9] Y. Jia, S. Zhang, L. Liu, S. Wang and C. Qie, Improved switching

boost inverter, 2016 IEEE 11th Conference on Industrial Electronics

and Applications (ICIEA), Hefei, 2016, pp. 2468-2471.

[10] R. U. Haque, A. Kowal, J. Ewanchuk, A. Knight and J. Salmon,

PWM control of a dual inverter drive using an open-ended winding

induction motor, 2013 Twenty-Eighth Annual IEEE Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC), Long Beach, CA,

USA, 2013, pp. 150-156.

[11] M. K. Nguyen, Y. C. Lim and S. J. Park, “A Comparison Between

Single-Phase Quasi- Z-Source and Quasi-Switched Boost

Inverters”, IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 62, No. 10, Oct. 2015, pp. 6336-6344.



SỰ KẾT HỢP ĐA CHIỀU GIỮA QUY HOẠCH XANH VÀ KIẾN TRÚC XANH

CHO ĐÔ THỊ ĐÀ NẴNG – DƯỚI GÓC NHÌN HỆ THỐNG

THE MULTI – DIRECTION COMBINATION OF GREEN DESIGN WITH GREEN

ARCHITECTURE FOR DANANG CITY FROM A SYSTEMATIC PERSPECTIVE

Lê Thị Ly Na

Trường Đại học Kiến trúc Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Quy hoạch xanh và Kiến trúc xanh là hai khái niệm lớn được hiểu và áp dụng trên thế giới. Bài viết này, tác giả giới hạn ở chỗ: (1) rút ra những kinh nghiệm về kết hợp giữa Quy hoạch và Kiến trúc xanh trong ứng dụng công nghệ xanh trên thế giới. Trong phần này tác giả sẽ chắc lọc một số kinh nghiệm của thế giới về quy hoạch xanh và kiến trúc xanh như là phần gợi ra những ý tưởng về sự kết hợp có hệ thống và mang tính bền vững. (2) Tác giả tìm hiểu thêm về hiện thực quy hoạch và kiến trúc đô thị Đà Nẵng trong sự kết hợp các yếu tố xanh trong quy hoạch và kiến trúc ở lĩnh vực tổ chức không gian kiến trúc cảnh quan. (3) Từ đó, tác giả sẽ đưa ra một số đề xuất liên quan đến tổ chức không gian kiến trúc cảnh quan cho đô thị Đà Nẵng dưới cái nhìn kết hợp đa chiều nhưng phải mang tính hệ thống. (4) Cuối cùng là phần kết luận và nhận định về chủ đề tác giả đã đưa ra.

Abstract - Green planning and green architecture are two important concepts that have been carried out in the urbanization of the world. Firstly, the writer draws some core experiences from the combination between the green planning and green architecture in the application of green technology in the world. This section will inspire some ideas of the systematic and sustainable combination. Secondly, the writer investigates Danang’s planning and architecture with the combination of the Green factors in spacial architectural organization. Thirdly, the writer puts forward some suggestions involved in spacial architectural organization for Danang from the multi-direction and systematic perspective. Lastly, the writer summarizes the key ideas of the paper and draws out conclusion.

Từ khóa - Quy hoạch xanh; Kiến trúc xanh; Công nghệ xanh; Giải pháp; Tổ chức không gian kiến trúc cảnh quan.

Key words - Green planning; Green architecture; Green technology; Solutions; Spacial architectural organization;


Hệ lụy từ chỗ thiếu tầm nhìn đa chiều - hệ thống

Mặc dù lịch sử quy hoạch và kiến trúc đã chứng minh

rằng, từ rất sớm, hai ngành này đã ý thức về sự tác động

lớn đến môi trường, cảnh quan, và đã ý thức về giải pháp

khắc phục (như nhà vườn ở Luân Đôn, chẳng hạn) nhưng

không còn nghi ngờ gì nữa, ngành quy hoạch và xây dựng

hiện nay của chúng ta là thủ phạm chính, trực tiếp, tác động

đến biến đổi khí hậu toàn cầu. Vấn đề không phải là do bản

thân nội tại của ngành quy hoạch và kiến trúc, mà chính là

thiếu cái nhìn hệ thống, đa diện của toàn xã hội. Từ đó dẫn

đến khi tiến hành quy hoạch, kiến trúc và xây dựng, môi

trường, cảnh quan và sinh thái ngày càng bị tác động

nghiêm trọng.

Về mặt nhận thức và lý luận, tính hệ thống và đa diện

trong quy hoạch xanh và kiến trúc xanh đã phát khởi khá

sớm [ 10]. Nhờ vậy, Luân Đôn (Anh), Paris (Pháp), Bắc

Kinh (Trung Quốc) v.v…đã quy hoạch một số đô thị trở

thành những thành phố khổng lồ của thế giới. Tuy nhiên,

sự trì trệ của các nhà quản lý, của chính quyền về chính

sách đối với Kiến trúc xanh và Quy hoạch xanh đã dẫn đến

những hậu quả không thể khắc phục. Ví dụ, Luân Đôn đã

có lý thuyết vườn năm 1898 nhưng mãi đến gần ½ thế kỷ

sau mới phổ biến quy hoạch xanh và kiến trúc xanh một

cách hệ thống. Bắc Kinh đã có quy hoạch xanh từ những

năm 1950 mãi đến gần 30 năm sau mới có cái nhìn hệ thống

khi tiến hành quy hoạch xanh. Và tình trạng ô nhiễm của

Luôn Đôn, Bắc Kinh bây giờ ai cũng thấy rõ… Vì vậy,

Quan điểm hệ thống về quy hoạch xanh và kiến trúc xanh

cần được chú trọng và phát triển.

Tính nhất quán về tầm nhìn, khái niệm

Như chúng ta đã biết, khái niệm quy hoạch xanh, kiến

trúc xanh bao gồm nhiều lĩnh vực nằm ngoài sự kiểm soát

và điều chỉnh của quy hoạch và kiến trúc. Theo một số định

nghĩa hoặc giải thích căn bản về các khái niệm này, không

có một định nghĩa hay giải thích nào mà không nói đến môi

trường hay sinh thái.

Robert and Brenda (1997) cho rằng đó là cách tiếp cận

xanh đối với môi trường xây dựng, đối với quy hoạch xây

dựng. Theo họ, tất cả nguồn tài nguyên phục vụ xây dựng

phải là những vật chất, nhiên liệu hoặc những thứ từ phía

người sử dụng đóng góp thì cần phải được xem xét nếu có

được kiểu kiến trúc bền vững.

Stuart Johnson [12] cũng nói rằng trong quy hoạch ta

phải làm thế nào để giảm thiểu sự tác động đến môi trường.

Cowan và Sim [8] khuyên chúng ta phải làm sao tạo ra

chất lượng tốt nhất trong quy hoạch thiết kế, nhà ở và cảnh

quan với sự hiểu biết đầy đủ, chi tiết về sinh thái, môi trường.

Những từ ngữ như xanh, bền vững, môi trường, sinh

thái và đại loại như vậy có sức gắn kết với nhau trong suy

nghĩ, tầm nhìn và hành động của con người đến nỗi Wooley

[17] và nhóm thiết kế xanh cho rằng các từ này có lúc có

thể thay thế cho nhau.

Tổ chức công nghiệp kiến trúc thuộc BSRLA khẳng định

rằng xây dựng bền vững chính là sự sáng tạo và quản lý đầy

trách nhiệm về môi trường xây dựng dựa trên những nguyên

tắc sinh thái học và tính hữu hiệu của nguồn tài nguyên.

BSRLA đưa ra năm nguyên tắc trong đó có một nguyên tắc

đáng lưu ý: Phải thống nhất các hệ thống lại với nhau

(Systems Integration) và các tiêu chí gọi là xanh phải bao

gồm: Giảm thiểu năng lượng khi sử dụng (Reducing Energy

in Use), hạ mức thấp nhất sự ô nhiễm bên ngoài và tàn phá

môi trường (Minimising External Pollution and

Environmental Damage), giảm thiểu nguồn năng lượng hiện

hữu và sự cạn kiệt tài nguyên (Reducing Embodied Energy

and Resource Depletion) và giảm thiểu ô nhiễm bên trong và

48 Lê Thị Ly Na

những nguy cơ làm phương hại đến sức khỏe con người. Ở

Việt Nam, xu hướng kiến trúc xanh đang hình thành dưới cái

nhìn hệ thống. Mô hình Kiến trúc xanh của Phạm Đức

Nguyên [4] là một ví dụ.

Tuy nhiên, kiến trúc xanh và quy hoạch xanh cũng là một

trong các hợp phần của quy hoạch tổng thể. Tất cả cần đặt

trong một chỉnh thể quy hoạch. Thomas và Mujgan (2012)

khi nói về ý thức toàn diện trong quy hoạch thành phố với

tầm nhìn tương lai trong quyết định cụ thể có nói: “Tất cả

những gì chúng ta cần là hướng tiếp cận đa chiều và hệ

thống trong quyết định quy hoạch”. Trong thực tế, quy

hoạch nói chung và trong quy hoạch xanh, kiến trúc xanh nói

riêng còn nhiều vấn đề phải giải quyết. Ở Đà Nẵng cần đặc

biệt quan tâm đến tính hệ thống. Khi tiến hành quy hoạch

tổng thể trong đó có quy hoạch xanh, một số vấn đề sau có

thể nảy sinh cần bàn luận.

Hình 1. Kiến trúc bền vững và xanh

2. Những vấn đề đặt ra

Thực tế cho thấy vấn đề là: Đà Nẵng cần quy hoạch

xanh và kiến trúc xanh. Nếu vậy, vấn đề có cấp thiết không

và phải như thế nào? Trong giới hạn một bài viết, tác giả

nêu và thảo luận vấn đề như sau:

Hãy lùi lại một ít về lý luận: Lý thuyết về cảnh quan sinh

thái cho thấy cảnh quan tự nhiên khác với cảnh quan văn hóa.

Cảnh quan tự nhiên là nguồn gốc của sự sống tự nhiên, là chiếc

nôi nuôi dưỡng mọi hệ sinh thái và con người. Mất nó là khó

có thể bù đắp. Cảnh quan văn hóa, kể cả quy hoạch xanh và

kiến trúc xanh là những thực thể mà con người tạo ra đáp ứng

với nhu cầu đa dạng của chính mình.

Các động lực tác động vào tự nhiên để làm thay đổi cảnh

quan rất nhiều. Tuy nhiên hiện nay, kinh tế (thuộc cảnh quan

văn hóa) là động lực tác động mạnh nhất, nhanh nhất; nó có

thể làm biến đổi cảnh quan cả 1000 năm chỉ trong một thời

gian ngắn và làm mất hẳn các thuộc tính quan trọng ban đầu

của cảnh quan và hình thành những cảnh quan mới với các

thuộc tính mới khác hẳn cảnh quan ban đầu, phá vỡ mọi sự

cân bằng tương đối đang ổn định trước đó. Sự tác động vào

một địa điểm không chỉ là sự ảnh hưởng tới địa điểm đó mà

là cả một hệ thống đã được giữ cân bằng tương đối từ trước.

Đà Nẵng hiện nay đang đối mặt với những góc lý luận được

mọi người công nhận. Lấy sự tranh luận gay gắt về bán đảo

Sơn Trà vừa qua làm một ví dụ.

Cảnh quan tự nhiên là một hệ thống thống nhất nhiều cấp

bậc, nhiều thành phần có mối quan hệ tương tác đa chiều và

phụ thuộc lẫn nhau trên cơ sở hướng tới một sự ổn định, cân

bằng giữa các thành phần trong hệ thống. Vì vậy có thể nói

cảnh quan tự nhiên là hệ thống kín và có tính cộng sinh cao.

Cảnh quan văn hóa chủ yếu thường được hình thành trên cơ

sở ý chí của một số người có quyền hành và khả năng tài

chính trong xã hội và bị dẫn dắt duy nhất bởi các quy luật

của kinh tế, của thị trường, của chính trị... dẫn đến sự tương

tác, mối quan hệ của hệ thống này rất lỏng lẻo, đôi khi không

có tính cộng sinh, cái này có thể làm ảnh hưởng xấu tới cái

kia... Cảnh quan văn hóa trong các đô thị do con người tạo

nên là hệ thống hở, tiêu tốn tài nguyên, năng lượng và thiếu

tính cộng sinh. Quy hoạch xanh và kiến trúc xanh có thể là

một trong những giải pháp.

Nêu lên như vậy để chúng ta dễ thấy rằng tính hệ thống

trong Quy hoạch và kiến trúc đối với toàn bộ những lĩnh

vực khác phải nằm trong một hệ thống, chịu sự tác động và

bổ sung cho nhau để có hướng phát triển tốt nhất cho tự

nhiên và xã hội.

Cảnh quan văn hóa Đà Nẵng cũng như nhiều thành phố

khác do con người xây dựng nên trước hết vì nhu cầu thiết

thực của cuộc sống, của những vấn đề kinh tế - xã hội. Lịch

sử phát triển Đà Nẵng gắn liền với lịch sử phát triển cảnh

quan văn hóa. Bằng cảm quan ai cũng có thể nhận biết rằng

gương mặt Đà Nẵng dần hiện rõ với vóc dáng của một

thành phố hài hòa giữa cảnh quan tự nhiên và cảnh quan

văn hóa. Nhất là trong thời gian Đà Nẵng là thành phố

thuộc Trung ương, đã tạo nên một cảnh quan văn hóa đầy

ấn tượng: Nhiều công trình công cộng như những con

đường, cây cầu, khu liên hợp, chùa chiền... các khu nhà

ở,v.v... Nhưng cũng từ đây có thể kéo theo nhiều nguy cơ

nếu không nhấn mạnh đến quy hoạch hệ thống trong đó có

quy hoạch xanh và kiến trúc xanh thì Đà Nẵng có thể tự

phá hoại mình. Hãy nhìn những vùng sông, núi, biển của

Đà Nẵng đang mọc lên nhiều công trình xây dựng thiếu

tính hệ thống và thiếu sự kết nối với cảnh quan tự nhiên.

Những người trách nhiệm về môi trường nói rằng Đà Nẵng

có nơi đã quá tải về xây dựng... để thấy rằng đây là thời

điểm vô cùng khẩn thiết cho Đà Nẵng về Quy hoạch xanh

và kiến trúc xanh. Như vậy, Quy hoạch xanh và kiến trúc

xanh là một giải pháp mang tính quy hoạch bắt buộc đối

với Đà Nẵng.Vấn đề là hướng đi như thế nào


Đà Nẵng là một đô thị được thiên nhiên ban tặng những

cảnh quan tự nhiên vô giá: biển, sông, núi, đảo và bán

đảo,v.v... Rất may là những thực thể cảnh quan tự nhiên

mang tính kỳ quan như Sơn Trà, Sông Hàn, Ngũ Hành

Sơn... vẫn còn đó dù vừa mới bắt đầu bị xâm hại. Những

thực thể cảnh quan tự nhiên này rất thích hợp để nối kết với

Quy hoạch xanh và kiến trúc xanh; vì thế đó chính là điểm

tựa không gian cảnh quan vững chắc nhất để Đà Nẵng phát

triển cảnh quan văn hóa, trong đó phát triển xây dựng xanh

và kiến trúc xanh một cách hòa hợp và mang lại những giá

trị kinh tế -xã hội cao nhất.

Lý thuyết hệ thống của cảnh quan sinh thái như Helena

Bartolo et al. [7] cho thấy:“Quy hoạch sinh thái phải có

được phương pháp luận hệ thống để kết nối quy hoạch sinh


thái trong quá trình sáng tạo của nhà quy hoạch”, chúng

ta cần tiếp cận với việc phát triển kiến trúc cảnh quan của

Đà Nẵng theo hướng hình thành một hệ thống đa chức

năng, có khả năng hòa hợp với nhau; xem các yếu tố vật

thể tự nhiên, các yếu tố văn hóa, xã hội phi vật thể, và

những kiến trúc hiện đại mang tính cộng sinh, trong đó có

kiến trúc xanh là những thành phần cấu thành kiến trúc

cảnh quan của Đà Nẵng.

Nhận diện vấn đề của Đà Nẵng hiện nay là các nhà đầu

tư đã vô hình trung đẩy giá trị địa điểm một cách cơ học, rời

rạt; không tính đến những giá trị khác và những xu hướng

mang tính giải pháp trong lý luận của lý thuyết về nơi chốn

như: Đô thị tích hợp (intergral urbanism); Đô thị sinh thái

(ecological urbanism); Đô thị nén, tăng trưởng thông minh

(compact city, smart growth); Phát triển theo định hướng

giao thông công cộng (transit-oriented development- TOD);

Như vậy, giải pháp cần yếu nhất của Đà Nẵng là phải tiến

hành phát triển xu hướng quy hoạch xanh và kiến trúc xanh;

trong đó lấy cảnh quan tự nhiên là những điểm tựa. Làm

được điều này về mặt lý luận là phải kết nối một cách hệ

thống-đa chiều với mọi lĩnh vực liên quan. Quy hoạch tổng

thể là một bản đồ khung cần thiết, nơi cho phép quy hoạch

xanh và kiến trúc xanh nói chung và trong tổ chức cảnh quan

từng địa điểm nói riêng là một yếu tố kết nối trong toàn hệ

thống. Hình 2 và 3 sau có thể là một minh họa:

Hình 2. Hình chiếu mặt ngưỡng trong không gian 2 chiều

Vị thế cố định và các hệ quả cho thấy giá trị ở vùng

mong muốn phải cao hơn tại điểm x, nghĩa là nếu chi phí

thấp hơn x mà vẫn ở vùng mong muốn là có sự sai sót trong

thiết kế hoặc có thất thoát

Chất lượng cố định và các hệ quả. Trường hợp B có vị

thế cao nhưng lại ở vùng có chất lượng thấp nghĩa là có vấn

đề không đúng về giá cả trong quan hệ với giá trị

Hình 3. Giá trị địa điểm (chất lượng và vị thế)

Vận dụng lý thuyết mới của Patrick Wakely và Hoàng

Hữu Phê [3] về vị thế và chất lượng trong xác định giá trị

BĐS của đô thị nêu trên, từ đồ thị số 2, cho thấy ở những

địa điểm có vị thế cao, nhưng lại có giá trị thấp hơn ngưỡng

giá trị sẽ làm cho giá trị đầu vào của các dự án phát triển

KTCQ không phản ánh đúng giá trị thật của nó, vì vậy cũng

làm sai lệch tính hiệu quả của dự án. Điều này phản ánh sự

thất thoát hoặc sai sót trong tính toán giá trị tổng hợp của

địa điểm. Làm ảnh hưởng đến việc phát triển có hệ thống

KTCQ, QHĐT và tổn hại đến hệ sinh thái và là thước đo

quy hoạch xanh và kiến trúc xanh trong đô thị.

Hình 4. Không gian đa chức năng đã tính đến giá trị địa điểm

4.Kết luận

Chưa bao giờ quy hoạch, xây dựng và kiến trúc bị lên

cơn sốt như hiện nay: Có những cơn sốt như là sự phản vệ

của sức khỏe trước sự kiện tốt lành mới. Nhưng cũng có

nhiều cơn sốt, có khi trở nên co giật vì ba lĩnh vực này phân

tán, và không có cơ hội, hay không thể cùng đồng hành,

nối kết với các thực thể, và đơn vị, cá nhân có thẩm quyền.

Nhiều người cho rằng Đà Nẵng là thành phố phát triển năng

động, luôn đổi mới theo hướng phát triển tích cực. Nhưng

quy hoạch tổng thể cho Đà Nẵng, trong đó có quy hoạch

xanh lại đòi hỏi một chiến lược dài hơi, cần được cân nhắc

để nhìn rõ hơn vô số những giá trị hiện hữu đã bộc lộ, còn

trong tiềm năng cũng như sẽ được phát lộ và phát triển

trong tương lai. Jacobs [11]từng nói: “Mục tiêu của Quy

hoạch xanh là tận dụng các hình thái kiến trúc mang những

giá trị hiện hữu có giá trị nghệ thuật – lịch sử.” (như Bảo

tàng Chăm, cầu đi bộ Đà – Lát,..., các chùa, nhà thờ, đình

làng cổ,). Tác giả còn nói thêm:” hoặc làm phong phú thêm

hình thái kiến trúc cũ - mới hài hòa để người ta có thể cảm

nhận được quá khứ đang hiện hữu trong hiện tại và cùng

với hiện tại hướng về tương lai bền vững”.

Chính vì thế, quy hoạch, kiến trúc và xây dựng Đà Nẵng

cần sự chọn lựa vừa an toàn vừa tối ưu cho sự phát triển:

Quy hoạch xanh và kiến trúc xanh trong một quy hoạch

tổng thể và chi tiết, dưới tầm nhìn đa diện và hệ thống, sẽ

chiếu rõ những nguy cơ để tránh và sáng tỏ con đường bước

tới. Điều này sẽ dành cho những bậc chuyên môn sâu và

bàn tay điều khiển của chính quyền.

Giá trị địa điểm (chất lượng và vị thế)

HTKT & HTXH

Các điểm

T

Lịch sử văn

hóa, TT giải

trí và sinh hoạt

cộng đồng Địa

điể

50 Lê Thị Ly Na


[1] Phan Bảo An (2012) Thành phố cảng Đà Nẵng, Đô thị và các vấn đề xã hội tại thời điểm toàn cầu hóa, (Luận án Tiến Sỹ, Đại học

Frech, Cộng Hòa Pháp).

[2] Bộ Chính Trị (2008), NQ số 33-NQ/TW về Xây dựng và Phát triển

thành phố Đà Nẵng trong thời kỳ CNH, HĐH đất nước.

[3] Hoàng Hữu Phê & Patrick Wakely (2000), Lý thuyết vị thế chất

lượng, Đại học Luân Đôn.

[4] Phạm Đức Nguyên, (2002), Kiến trúc sinh khí hậu – Thiết kế sinh

khí hậu trong kiến trúc Việt Nam, NXB Xây Dựng, Hà Nội.

[5] Tô Hùng, (2014), Tổ chức KTCQ phát triển đô thị theo hướng sinh thái

lấy đô thị Đà Nẵng làm ví dụ. (Luận án Tiến sỹ, ĐHXD Hà Nội).

[6] UBND thành phố Đà Nẵng (2002), QĐ 465/QĐ-17/6/2002 về Phê

duyệt Quy hoạch chung TP Đà Nẵng đến 2020.(tài liệu lưu trữ VP

UBNNTP ĐN).

[7] Bartolo, H. et al (2013), Green Design, Materials and

Manufacturing Process, CRC Press, London.

[8] Cowan, S., Van, S., (1996) Ecological Design, Oisland Press,

Washington, London.

[9] Hall, P. (1990), Cities of Tomorrow, Berkeley and London.

[10] Kassler, E. B. (1964), Modern Gardens and the Landscape

Architecture, The Museum of Modern Art, New York.

[11] Jacobs, S. (2014), Can We Insure a Future for the Past?, California

Historical Society Quartly, Vol.38.No.2 (Jun.,1959). PP.97-100

[12] John, S., (1993), Green Building Environment Impact of Property

[13] Moughtin, C. (1996), Urban Design: Green Dimensions,

Architectural Press.

[14] Robert, L., Thayer, Jr. (1977), Grey World, Green Heart:

Technology, Nature and Sustainable Landscape, Wiley.

[15] Robert, V., Brand, V., (1997), The Real Guide to Sustainable Living

[16] Wolley, T., Kimmins, S., Harrison, P., Harrison, P., (2005) Green

Buiding Hand Book, Spon Press, New York



TÍNH NGẮN MẠCH TRONG LƯỚI KẾT NỐI NGUỒN NGHỊCH LƯU

CÓ ĐIỀU KHIỂN ĐIỆN ÁP THẤP LVRT

SHORT CIRCUIT CALCULATION IN A POWER SYSTEM CONNECTED WITH LOW

VOLTAGE RIDE THROUGH INVERTER

Đỗ Công Ngôn1, Cao Wei2 1Đại học Đông Á; [email protected]

2Học viện Điện lực Thượng Hải; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo đưa ra một phương pháp tính toán ngắn mạch cho hệ thống lưới điện kết nối với nguồn nghịch lưu có bộ điều chỉnh điện áp thấp. Phương pháp này coi nguồn nghịch lưu sau khi ngắn mạch là một nguồn dòng có độ lớn biến đổi ổn định và không có thành phần một chiều; nhưng đi sâu vào phân tích bộ phận điều khiển của nguồn nghịch lưu, đặc biệt là sự thay đổi ở bộ phận điều khiển điện áp thấp sau khi có sự cố. Sau đó là sử dụng lý luận để tính toán một lưới điện phân phối thực tế, đồng thời phân tích kết quả của phương pháp này, cho thấy phương pháp đã giải quyết được vấn đề mà các phương pháp khác không giải quyết được khi xảy ra ngắn mạch ở gần nguồn hoặc xa nguồn; đồng thời miêu tả đúng bản chất và đặc tính của nguồn nghịch lưu trước và sau khi xảy ra ngắn mạch.

Abstract - This paper presents a short circuit calculation for the electric power system with a low voltage ride through inverter power (LVRT). This method considers inverter power as a current source and there is no direct current (DC) component in the case of inverter interface, and as a current source with a sudden steady current change when subject to grid fault. The next step is to apply the theory to calculate a real inverter control in use, particularly the change after the short circuit of low voltage ride through and lastly analyses the results of the method. This method has solved the problem that other methods cannot at short circuit point at near or far distances from power supply. The paper also describes the nature of the real inverter's source and its controls occurring before and after short circuit.

Từ khóa - nguồn nghịch lưu; LVRT; dòng ngắn mạch; điều khiển công suất; dòng vô công.

Key words - inverter source; LVRT; short circuit; power control; reactive current.


Hiện nay, có khá nhiều nghiên cứu về ngắn mạch trong

lưới điện có nguồn nghịch lưu. Tài liệu [1] đã xây dựng mô

hình toán học nguồn nghịch lưu và sử dụng phần mềm

PSCAD/EMTDC để mô phỏng, từ đó tìm ra đặc tính của

của nguồn nghịch lưu. Tài liệu [2], [3] đã đề cập đến cách

xử lý nguồn nghịch lưu để tính trào lưu công suất và ngắn

mạch, nhưng coi công suất phát ra của nguồn nghịch lưu

trước và sau khi ngắn mạch là không đổi, chưa xét đến bộ

phận điều khiển của nguồn nghịch lưu. Tài liệu [4] đã có

sự phân loại các nguồn PV, PQ để chuyển các nguồn về

dạng nguồn dòng để tính toán ngắn mạch, sau đó dùng

phương pháp cộng gộp để tính mà chưa quan tâm đến bộ

phận điều chỉnh công suất các nguồn nghịch lưu này. Tài

liệu [5] đã phân tích kết quả mô phỏng và coi nguồn nghịch

lưu sau ngắn mạch là nguồn dòng có giá trị không đổi, từ

đó tính dòng ngắn mạch. Tài liệu [6] đã khảo sát đến sự

thay đổi của nguồn phân bố (Distributed Genration - DG)

khi có sự cố ngắn mạch để tính dòng trào lưu công suất và

tính toán ngắn mạch, nhưng dựa trên phần mềm mô phỏng

Matlab/Simulink. Vấn đề về góc pha của dòng ngắn mạch

của nguồn nghịch lưu sau sự cố cũng đã được tài liệu [5],

[6] quan tâm đến.

Trong bài này, xét mô hình toán học của bộ nghịch lưu

khi xảy ra sự cố ngắn mạch với bộ điều khiển điện áp thấp

LVRT, và coi nguồn nghịch lưu sau khi có sự cố ở phía

lưới điện có tính chất như một nguồn dòng có độ lớn biến

đổi một cách ổn định, không vượt quá giới hạn lớn nhất của

bộ nghịch lưu và đồng thời không có thành phần một chiều

trong dòng ngắn mạch [5]; nhưng đi sâu vào phân tích các

trạng thái làm việc trước và sau khi ngắn mạch của bộ phận

điều khiển điện áp thấp. Cuối cùng, đưa ra phương pháp

cải tiến tính toán ngắn mạch cho hệ thống lưới điện có chứa

nguồn nghịch lưu và thực hiện tính toán cho một lưới điện

thực tế. Đồng thời phân tích để thấy rõ đặc tính dòng và bộ

phận điều khiển của nguồn nghịch lưu.

2. Phân tích và phương pháp tính

2.1. Phân tích

Với nguồn nghịch lưu có công suất tương đối lớn và có

bộ điều khiển điện áp thấp, có mô hình toán học như sau

[7], [8]:

Tính toán

công suất

Điều khiển

PQ

SVPWM

1L 1r

1C

,Ld LqV V

p

q

abcdq

Điều khiển

vòng dòng

LineZ

1i

Li LV

isd tribution network1v

(a) Sơ đồ nguyên lý nối mạng của bộ nghịch lưu

refP

1di

1di

PILdV

1L

refQ

LdV

1qi1qi

LqVham dong1

1dv

1qv1L

PI

(b) Hệ thống điều khiển dòng, điều khiển PQ

Hình 1. Sơ đồ nguyên lý và điều khiển

Trong sơ đồ ở trên, Pref, Qref là giá trị công suất đặt của

nguồn nghịch lưu, VLd, VLq là điện áp của lưới điện được

phân tích theo trục d, q, C1, L1, r1 là điện dung, điện cảm

và điện trở của bộ lọc nguồn nghịch lưu; i1q* là dòng điện



52 Đỗ Công Ngôn, Cao Wei

đặt theo trục q của bộ nghịch lưu. Do nguồn nghịch lưu

chứa các thiết bị điện - điện tử nên giá trị dòng này thường

được hãm với giá trị không quá 1,5 lần giá trị dòng định

mức của bộ nghịch lưu [9].

Với nguồn nghịch lưu hoạt động theo nguyên lý điều

khiển công suất P, Q tức là giá trị dòng điện và điện áp sẽ

được điều chỉnh để đảm bảo công suất đầu ra ổn định.

Trong đó, từ giá trị điện áp của lưới điện sẽ xác định được

giá trị dòng nguồn nghịch lưu cung cấp lên lưới. Trong

trường hợp khi phía lưới điện có sự cố, với nguồn nghịch

lưu có bộ điều khiển điện áp thấp LVRT, điện áp đầu cực

nguồn nghịch lưu giảm xuống, thì bộ LVRT vẫn đảm bảo

cho nguồn nghịch lưu có khả năng tiếp tục cung cấp điện,

không bị tách ra khỏi lưới. Từ các tài liệu 3], [4], [5] đã đưa

ra một số phương pháp tính toán cho nguồn này, đều thống

nhất răng vẫn có thể sử dụng được phương trình dòng áp:

..

VYI (1)

Các nguồn truyền thống như máy phát điện đồng bộ và

máy phát điện không đồng bộ vẫn được coi là một nguồn áp,

nên khi tính toán theo suất điện động quá độ "oE và trở kháng

quá độ "dX vẫn có thể sử dụng công thức (2) để tính toán:

"d

."o

.

jXR

EI

(2)

Đối với với nguồn nghịch lưu, ban đầu có thể sử dụng

công thức mặc định (3) để tính toán dòng đưa vào. Nguồn

nghịch lưu được điều khiển công suất P, Q nên luôn đảm

bảo dòng điện không vượt quá 1,5 lần dòng điện định mức

của nguồn nghịch lưu (giá trị này thường 1,1 - 1,3).

.

Ninv

.

I1,5.I (3)

Trong đó, IN là dòng định mức của nguồn nghịch lưu.

Đối với các nút phụ tải sẽ tương đương như một điện

trở cố định được tính như công thức (4); dòng đưa vào băng

0; Si, Vi là công suất và điện áp của phụ tải nút thứ i.

ii

i

SZ

V

(4)

Sau đó, dùng công thức (1) để tìm ra điện áp các nút và

thực hiện tính dòng ngắn mạch băng công thức (5).

n

kj1,j

.

jjk

.

f VYI (5)

Trong đó, f là điểm ngắn mạch; Yjk là điện nạp của đoạn

j, k; Vj là điện áp nút j.

Băng cách như trên, rất đơn giản có thể tìm được dòng

ngắn mạch, và việc tính toán hay lập trình không quá phức

tạp. Nhưng với kết quả tính toán như của một số tài liệu [3],

[4], [5] cho thấy các phương pháp này chưa xét đến sự ảnh

hưởng của các thiết bị bảo vệ, bộ phận điều khiển hoặc chỉ

thích hợp dùng cho các điểm ngắn mạch ở gần nguồn nghịch

lưu, với các điểm xa nguồn nghịch lưu, mặc dù sai số của kết

quả tính toán vẫn năm trong phạm vi cho phép nhưng chưa

tả đúng được bản chất của nguồn nghịch lưu và bản chất thực

tế của nguồn nghịch lưu khi có sự cố xảy ra.

Do vậy, bài báo này sẽ chú trọng đi sâu vào bộ phận LVRT

sau khi sự cố. Tài liệu [6] và [10] đã đề cập đến yêu cầu LVRT

nguồn nghịch lưu khi hòa vào lưới điện như Hình 2.

Với UN là điện áp định mức; IN là dòng điện định mức;

ΔU = U0 - U, U0 là điện áp trước ngắn mạch của bộ nghịch

lưu, U là điện áp sau ngắn mạch; ΔIq = Iq - Iq0 , Iq0 là dòng điện

vô công trước ngắn mạch, Iq là dòng vô công sau ngắn mạch.

Hình 2. Yêu cầu LVRT của nghịch lưu

Từ Hình 2 cho thấy mối quan hệ giữa công suất vô

công (Q) và độ giảm điện áp ở đầu cực nguồn nghịch

lưu. Nếu điện áp đầu cực bị giảm quá 10% thì mỗi 1% điện

áp giảm xuống sẽ cần tăng ít nhất 2% dòng điện vô công Iq

(với thời gian trong khoảng 20 ms, phải đạt tới mức 100%

dòng vô công). Thông qua bộ phận LVRT, dựa vào mức độ

tụt giảm điện áp sẽ quyết định đưa ra dòng Iq tương ứng để

có thể duy trì được điện áp ở mức quy định. Khi xảy ra

ngắn mạch thì nguồn nghịch lưu phát thêm công suất hữu

công (P) cũng chỉ vô ích, mà phát Q mới có tác dụng nâng

cao điện áp đầu cực [10]. Đồng thời lúc này vòng điều

khiển điện áp sẽ bị phá vỡ và chỉ còn lại vòng điều khiển

dòng điện duy trì mức điện áp cực đại Imax = (1,1 ~ 1,5)IN .

2.2. Phương pháp tính

Đầu tiên, nguồn nghịch lưu vẫn dùng công thức (3) để tính

dòng đưa vào, nhưng sau đó tính điện áp các nút thì cần kiểm

tra độ tụt giảm điện áp ở đầu cực nguồn nghịch lưu, độ tụt

giảm điện áp được tính toán theo công thức (6). Trong đó, U0

và U là giá trị ban đầu và sau khi xảy ra sự cố ngắn mạch.

0

0

U - UΔU% .100%

U (6)

1) Nếu ΔU ≤ 10% (tức U ≥ 0,9U0), tương ứng với

trường hợp điểm ngắn mạch cách xa nguồn ngịch lưu,

nguồn nghịch lưu lúc này sẽ vẫn làm việc bình thường, bộ

LVRT sẽ không hoạt động, và dòng Iq, Id của nguồn nghịch

lưu trước và sau khi ngắn mạch không đổi Id = Id0, Iq = Iq0;

dòng đưa vào lưới của bộ nghịch lưu là Iinv = I0. Với Id0, Iq0,

Id, Iq là dòng điện cài đặt và dòng điện thực của của nguồn

nghịch lưu theo hai trục d, q. Công suất P, Q của nguồn

nghịch lưu dùng công thức (7), (8) để tính.

P= U.Id (7)

Q= U.Iq (8)

2) Nếu 10% ≤ ΔU% ≤90% (tức 0,1U0 ≤ U ≤ 0,9U0), lúc

này, bộ phận LVRT của bộ nghịch lưu sẽ hoạt động. Để

nguồn nghịch lưu có thể tiếp tục cung cấp điện thì buộc


nguồn nghịch lưu tăng lượng vô công Q phát ra. Công suất

vô công và hữu công đưa phát ra như sau:

a) Khi điện áp 0,5U0 ≤ U ≤ 0,9U0, thì sử dụng công thức

(9), (10) và (11) để tính dòng các dòng của nguồn nghịch

lưu, và công thức (7) và (8) để tính công suất P, Q phát ra.

Vì khi điện áp đầu cực bị giảm quá 10% thì mỗi 1% điện

áp giảm xuống sẽ cần tăng ít nhất 2% dòng điện vô công Iq

(với thời gian trong khoảng 20 ms để bù điện áp tụt xuống,

sao cho bù được mức 100% dòng vô công [10]. Từ đó, ta

được dòng điện vô công theo trục q như công thức (9). Qua

đó, tìm được dòng trên trục d là Id theo công thức (10). Vì

dòng cực đại không thể vượt quá giới hạn Imax, dòng cực

đại chính băng tổng dòng của trục d, q.

U%2II q0q (9)

2 2maxd qI I I (10)

maxinv

P jQI I

U

(11)

b) Điện áp giảm 0,1 U0 ≤ U < 0,5U0; dùng công thức

(12) để tính dòng vô công. Lúc này, nguồn nghịch lưu sẽ

không phát công suất hữu công nữa mà toàn bộ phát công

suất vô công, dòng Iq sẽ băng dòng định mức của nguồn

nghịch lưu IN. Công thức (10), (11) để tính dòng đưa vào

của bộ nghịch lưu, công thức (7), (8) để tính công suất vô

công, hữu công.

Nq II (12)

3) Nếu ΔU% ≥ 90% (tức U ≤ 0,1U0), bộ LVRT của

nghịch lưu sẽ bị rơi vào vùng chết, tức phải tách lưới ngay

lập tức. Lúc này, P và Q phát ra đều băng 0, tức dòng đưa

vào lưới của nguồn nghịch lưu cũng băng 0. Để nghiên

cứu sự ảnh hưởng của nguồn nghịch lưu tới dòng ngắn

mạch thì bài báo này khi tính toán sẽ vẫn coi như nguồn

nghịch lưu tiếp tục nối vào lưới điện. Do đó, dù điện áp

giảm rất thấp nhưng nguồn nghịch lưu vẫn không bị tách

ra.

Dựa vào độ tụt giảm điện áp tại đầu cực nguồn nghịch

lưu và yêu cầu của bộ LVRT, sẽ quyết định giá trị Id và Iq

phát ra, tức có thể xác định dòng nguồn nghịch lưu đưa vào

lưới điện.

Dùng công thức (1) để tính ngược lại điện áp các nút,

và đồng thời kiểm tra tính hội tụ của điện áp nút có nguồn

nghịch lưu. Nếu hội tụ, sẽ tính kết quả như công thức (5).

Nếu không hội tụ sẽ tiếp tục tính lại dòng nguồn nghịch lưu

đưa vào. Theo kết quả cho thấy, chỉ cần sau 3 ~ 4 lần lặp

thì kết quả sẽ hội tụ. Cuối cùng là đưa ra kết quả.

3. Thực hiện tính toán cho mạng điện thực tế

Dùng phương pháp đã nêu ở trên, tính toán cho một lưới

điện phân phối như ở Hình 3, các giá trị về lưới điện có thể

tham khảo tài liệu [12].

0 1 2 3 4 111098765 15141312 16 17

18 19 20 21

22 23 24

25 26 27 28 29 30 31 32

Hình 3. Lưới điện 33 nút có chứa nguồn nghịch lưu tại nút 17

Với các bước xử lý và tính toán của phương pháp cũ thì

trong bài báo này sẽ không đề cập đến nữa, như việc xử lý các

nút nguồn như máy phát đồng bộ, không đồng bộ, các nút phụ

tải hoặc tính toán trào lưu công suất, mà trực tiếp sử dụng và

phân tích về những thay đổi. Bài báo này đưa ra hai phương

pháp tính để có thể so sánh kết quả. Hai phương pháp như sau:

Phương pháp 1: Dùng phương pháp tính truyền thống,

tức là vẫn coi nguồn nghịch lưu là một nguồn áp mà khi

xảy ra ngắn mạch thì điện áp quá độ lúc trước và sau khi

ngắn mạch là không đổi.

Phương pháp 2: Dùng phương pháp cải tiến so với tài

liệu [4], [5] đã đưa ra, và được miêu tả ở phía trên. Tức là

coi các nguồn nghịch lưu là nguồn dòng, nhưng giá trị dòng

hữu công và vô công do bộ phận LVRT căn cứ vào giá trị

điện áp sau ngắn mạch quyết định.

Từ kết quả của tính toán trào lưu công suất, điện áp ở

trạng thái làm việc bình thường là U = UN = 1,0436 pu;

Công suất phát ra của nguồn nghịch lưu sẽ là

S = 1,6 + j0,276; dòng điện định mức của nguồn nghịch lưu

là IN = I0 = 1,556; Dòng điện vô công trước ngắn mạch là

Iq0 = 0,276/1,0436 = 0,265; dòng điện hữu công trước ngắn

mạch là Id0 = 1,6/1,0436 = 1,533.

Đầu tiên, giả sử dòng đưa vào lưới của nguồn nghịch

lưu băng 1,5 lần dòng định mức, tức Iinv = 1,5IN, từ đó có

thể tính ra độ sụt điện áp ở đầu nguồn nghịch lưu, mức độ

tụt điện áp đầu cực nguồn nghịch lưu với các vị trí ngắn

mạch tương ứng được biểu diễn như ở Hình 4. Các bước

tính toán cụ thể như sơ đồ tính toán ở Hình 5.

Hình 4. Phân bố giảm điện áp đầu cực

Từ lý thuyết đã được mô tả ở trên và Hình 4 cho thấy,

khi xảy ra ngắn mạch ở các điểm khác nhau, điện áp đầu

cực nguồn nghịch lưu (nút 17) chia làm 3 mức khác nhau

U ≥ 0,9U0; 0,9U0 > U ≥ 0,5U0 và U ≤ 0,5U0. Do đó, bài báo

này chỉ xét một số điểm đại diện cho các các trường hợp

như sau: U ≤ 0,5U0 (1, 2, 3, 5, 15 ~ 18); 0,9V0 > U ≥ 0,5U0

(22 ~ 24) và U ≥ 0,9U0 (19 ~ 21), kết quả được tính như ở

Bảng 1 với các thông số:

If(1), If

(2) là dòng ngắn mạch tính theo phương pháp

truyền thống và phương pháp cải tiến mới (A);

Uinv(1), Uinv

2 là điện áp nguồn nghịch lưu của phương

pháp 1 và phương pháp 2 (pu); Uinv2/U0 là mức độ tụt giảm

điện áp; U0 là điện áp nguồn nghịch lưu trước ngắn mạch;

ΔU% tụt giảm điện áp phần trăm;

Id, Iq là dòng điện vô công và hữu công của nguồn

nghịch lưu (trục d, q) (pu);

P, Q là công suất hữu công và vô công của nguồn

nghịch lưu (pu);

Iinv là dòng điện của nguồn nghịch lưu (pu); Iinv/IN là tỷ số

giữa dòng điện thực tế và dòng định mức của nguồn nghịch lưu.


Nút nguồn

nghịch lưu

Nút phụ

tải

Thành lập ma

trận dòng vào I

"

dX

0I

ii

i

SZ

U

Độ giảm

điện áp0

Ua

U

Điện áp nút sau

ngắn mạch U

Tụt điện áp %

0

0

( )%

U UU

U

0,9a 0,9a 0,5<a0,9

Chỉnh sửa

ma trận Y

Nguồn nghịch lưu

0 00 0 0

0 0

; ;q d

Q PU I I

U U

0

0

d d

q q

I I

I I

0

2 2

max

2 %q q

d q

I I U

I I I

2 2

max

q N

d q

I I

I I I

d

q

P UI

Q UI

P jQI

U

Dòng ngắn mạch

Kiểm tra hội tụ của điện áp31e

(k) (k 1)U U

Yes

No

Chỉnh sửa ma trận I

Chọn điểm

ngắn mạch f

và xử lý

Nút FDB

Dữ liệu đầu vào

Hình thành ma

trận Y

0,5a

"

.".

d

o

jXR

EI

..

.5,1 Ninv II

n

kjj

jjk VYI

,1

..

f

Hình 5. Sơ đồ phương pháp tính

Bảng 1. Kết quả tính toán

PP truyền thống Phương pháp cải tiến mới

Nút If(1)

(A)

Vinv(1)

(pu) Vinv

(2)/V0 ΔV

%

Id

(pu)

Iq

(pu)

P

(pu)

Q

(pu)

Iinv

(pu) Iinv/IN

If(2)

(A)

Vinv(2)

(pu)

0 10.010 0,143 0,198 80,1 1,739 1,556 0,360 0,322 2,334 1,5 10.115 0,2075

1 9.335 0,142 0,197 80,2 1,739 1,556 0,357 0,320 2,334 1,5 9.439 0,2057

2 6.193 0,136 0,188 81,1 1,739 1,556 0,342 0,306 2,334 1,5 6.286 0,1969

3 4.770 0,131 0,182 81,7 1,739 1,556 0,331 0,296 2,334 1,5 4.856 0,1904

5 2.487 0,114 0,160 83,9 1,739 1,556 0,291 0,260 2,334 1,5 2.562 0,1673

15 696 0,028 0,038 96,1 1,739 1,556 0,070 0,062 2,334 1,5 760 0,0403

16 598 0,007 0,009 99 1,739 1,556 0,017 0,015 2,334 1,5 662 0,0098

17 579 0 0 100 1,739 1,556 0 0 NaN NaN 626 0

18 7.573 0,288 0,380 55,9 1,739 1,556 0,799 0,715 2,334 1,5 7.677 0,459

19 2.576 0,091 0,906 9,4 1,533 0,265 1,450 0,250 1,556 1,0 2.580 0,927

20 2.115 0,955 0,933 6,7 1,533 0,265 1,494 0,258 1,556 1,0 2.118 0,974

21 1.592 1,007 0,983 1,7 1,533 0,265 1,573 0,271 1,556 1,0 1.594 1,0258

22 4.393 0,391 0,517 48,3 1,982 1,231 1,069 0,664 2,334 1,5 4.460 0,5400

23 2.666 0,703 0,752 20,7 2,233 0,679 1,847 0,562 2,334 1,5 2.697 0,823

24 1.912 0,837 0,888 11,1 2,282 0,488 2,116 0,452 2,334 1,5 1926 0,9271


Từ kết quả ở Bảng 1 cho thấy:

(1) Khi U < 0,9U0, dòng điện của nguồn nghịch lưu đưa

phát ra là 2,334, băng 1,5 lần dòng điện định mức của

nguồn nghịch lưu, trừ lúc ngắn mạch tại nút 17 (tại đầu cực

nguồn nghịch lưu) thì nguồn nghịch lưu không phát công

suất, do đó dòng đưa vào lưới là băng 0.

a) Khi 0,9U0 > U ≥ 0,5U0 (nút 22 ~ 24) bộ phận LVRT

hoạt động, mặc dù nguồn nghịch lưu đã tăng lượng phát công

suất vô công để giữ điện áp đầu cực, do đó dòng điện vô công

Iq (1,231; 0,679; 0,488) đều lớn hơn dòng điện vô công trước

khi ngắn mạch Iq0 = 0,265; nhưng dòng vô công nhỏ hơn dòng

điện định mức IN = 1,556, do đó P, Q cũng biến đổi theo sự

biến đổi của Iq, Id nhưng vẫn bị giới hạn ở giá trị Imax.

b) Khi U ≤ 0,5U0, (nút 0 ~ 18) bộ phận LVRT hoạt

động; lúc này, do yêu cầu ngay lập lức đưa điện áp lên cao,

nguồn nghịch lưu sẽ phát công suất vô công là lớn nhất, và

dòng vô công lúc này cũng là lớn nhất Iq = IN = 1,556. Do

lúc này, dù vòng điều khiển điện áp bị vô hiệu hóa nhưng

vòng điều khiển dòng điện vẫn có khả năng duy trì được

dòng điện của bộ nghịch lưu trong giới hạn cho phép

Iinv = Imax; do đó dòng điện hữu công được giới hạn ở mức

Id = 1,739; khi này dòng điện hữu công Id và dòng điện vô

công Iq đều bị giới hạn, do đó P, Q phát ra sẽ do mức độ tụt

giảm điện áp đầu cực quyết định. Trừ khi ngắn mạch tại

điểm nút 17, công suất phát ra đều băng 0.

(2) Khi U ≥ 0,9U0 (nút 19 ~ 21) điện áp tụt giảm với

mức ΔU% ≤ 10%; bộ phận LVRT của bộ nghịch lưu sẽ

không hoạt động. Theo như lý thuyết, thì P, Q phát ra phải

băng với lúc trước khi ngắn mạch, nhưng lúc này, mặc dù

dòng điện vẫn được duy trì Id = Id0 = 1,533, Iq = Iq0 = 0,265

và Iinv = I0= 1,556, nhưng công suất phát ra sẽ biến đổi theo

sự thay đổi của điện áp đầu cực của nguồn nghịch lưu.

(3) Với điều kiện hội tụ ε = 10-4 thì qua 1 ~ 4 lần lặp thì

điện áp đầu cực nguồn nghịch lưu sẽ đạt tới giá trị hội tụ.

Từ kết quả có thể thấy, tại các điểm ngắn mạch gần

(0 ~ 18, 22 ~ 24), kết quả dòng ngắn mạch ở phương pháp

cải tiến có giá trị lớn hơn so với phương pháp truyền thống.

Điều này chứng minh răng, với dòng đưa vào lưới của

nguồn nghịch lưu khác nhau thì sẽ ảnh hưởng khác nhau

tới dòng ngắn mạch. Tại các điểm ngắn mạch xa, nguồn

nghịch lưu vẫn ở chế độ làm việc bình thường, dòng điện

đưa vào lưới trước và sau ngắn mạch là không đổi, nhưng

khi ngắn mạch ở các điểm gần nguồn nghịch lưu thì dòng

đưa vào là giá trị giới hạn cực đại.

Hình 6. Tỷ lệ sai lệch phần trăm của phương pháp 2

so với phương pháp 1 (%)

So sánh sai lệch kết quả tính toán dòng ngắn mạch của

hai phương pháp như ở Hình 6 cho thấy:

Tại các điểm ngắn mạch gần, đặc biệt tại các điểm ngắn

mạch (15 ~ 17) dùng phương pháp mới có kết quả lớn hơn

so với phương pháp cũ.

Tại các điểm ngắn mạch xa thì kết quả không khác biệt

nhiều (19 ~ 21), bởi vì khi này thì bộ phận LVRT không

hoạt động, dòng điện trước và sau không đổi, lúc này nguồn

nghịch lưu vẫn có thể coi là nguồn áp như trong các phương

pháp truyền thống miêu tả, nên sự ảnh hưởng của phương

pháp tính không nhiều và gần như nhau.

Lý do như sau, ở các điểm ngắn mạch gần (1 ~ 18) thì

điện áp bị hạ thấp, do đó bộ phận LVRT hoạt động, lúc này

bộ phận điều khiển thay đổi trạng thái, dòng điện Iq và Id

thay đổi theo sự tụt giảm điện áp đầu cực nguồn nghịch

lưu. Nên khi này nguồn nghịch lưu giống như một nguồn

dòng. Do đó, theo phương pháp truyền thống coi nguồn

nghịch lưu sau khi ngắn mạch là nguồn áp sẽ không còn

phù hợp nữa.

Mặt khác, trong thành phần dòng ngắn mạch bao gồm

dòng vô công và hữu công có độ lớn phụ thuộc vào giá trị

điện áp ngắn mạch. Theo công thức (9), (10) và (11), từ sự

thay đổi độ lớn thành phần dòng hữu công Id và vô công Iq

đã làm thay đổi góc pha của dòng ngắn mạch nguồn nghịch

lưu. Vấn đề góc pha dòng điện sau ngắn mạch đã được tài

liệu [5], [6] sử dụng Matlab/Simulink mô phỏng đề cập

đến. Từ đó cho ta thấy, việc phân tích thành phần, độ lớn

của dòng điện nguồn nghịch lưu như trình bày ở trên đã

diễn tả đúng bản chất thực tế của nguồn nghịch lưu có bộ

điều chỉnh điện áp thấp LVRT; đồng thời, giải quyết được

các vấn đề mà các nghiên cứu khác chưa đề cập đến hoặc

chưa phân tích sâu như vị trí điểm ngắn mạch so với nguồn

nghịch lưu, giá trị góc pha dòng ngắn mạch của nguồn

nghịch lưu, tính thống nhất của phương pháp để có thể ứng

dụng lập trình tính toán ngắn mạch cho hệ thống lưới điện

có quy mô lớn hơn, phức tạp hơn.

4. Kết luận

Bài viết đã coi nguồn nghịch lưu sau khi ngắn mạch là

một nguồn dòng có độ lớn không đổi, nhưng các thành

phần dòng hữu công và dòng vô công do bộ phận điều

chỉnh điện áp thấp LVRT quyết định. Độ lớn dòng ngắn

mạch, góc pha thay đổi theo giá trị điện áp khi ngắn mạch.

Qua đó, đã xử lý được vấn đề về thành phần, giá trị dòng,

góc pha của dòng ngắn mạch khi xảy ra ngắn mạch ở các

điểm xa, gần nguồn nghịch lưu khác nhau. Đồng thời, diễn

tả được đúng bản chất của nguồn nghịch lưu và bộ phận

điều khiển của nó xảy ra trước và sau khi ngắn mạch. Trên

cơ sở lý thuyết phân tích như trên, được ứng dụng lập trình

trong phần mềm tính toán có sự hội tụ rất nhanh, chỉ

khoảng 1 ~ 4 vòng lặp.

Thông qua ví dụ thực tế và phân tích kết quả cho thấy cách

xử lý với nguồn nghịch lưu trước và sau ngắn mạch, phương

pháp tính toán ngắn mạch mà bài báo đưa ra là hợp lý.


[1] Kong Xiangping, Zhang Zhe, “Study on Fault Current Characteristics and Fault Analysis Method of Power Grid with

Inverter Interfaced Distributed Generation”, Proceedings of the

CSEE, 33(34), 2013, pp. 65-74.

[2] Wang Chenshan, Sun Xiaoqian, “An Improved Short Circuit

Calculation Method for Distribution Network with Distributed Generations”, Automation of Electric Power System, 36(23), 2012.

[3] Xiao Xinxin, Research power flow and short circuit calculation of

distribution network with distributed generations connected, Master

Degree, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai, 2008.

[4] Wang Shouxiang, Jiang Xingyue, Wang Chengshan, “A

020

0 1 2 3 5 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24


Superposition Method of Fault Analysis for Distribution Systems

Containing Distributed Generations”, Automation of Electric Power System, 32(5), 2008, pp 38-42.

[5] Cao Wei, Do Congngon, “Short-Circuit Current Calculation of a

Power System with a Grid Connected Inverter”, Applied Energy and

Power Engineering IV, 2015, pp. 823-828.

[6] Shan Yang, Xiangqian Tong, “Integrated Power Flow and Short

Circuit Calculation Method for Distribution Network with Inverter

Based Distributed Generation”, Mathematical Problems in Engineering, Hindawi Publishing Corporation, Vol. 2016, 2016, pp.

1-10.

[7] Sangita R Nandurkar, Mini Rajeev, Design and Simulation of three

phase Inverter for grid connected Photovoltic systems, Proceedings of Third Biennial National Conference, NCNTE- 2012, Feb 24-25.

[8] Xianwen Bao, Peixuan Tan, Low voltage ride through control

strategy for high-power grid-connected photovoltaic inverter,

Applied Power Electronics Conference and Exposition (APEC),

2013 Twenty-Eighth Annual IEEE, Long Beach, CA, USA.

[9] Dave Turcotte, Fault contribution of grid-connected inverters, IEEE

Electrical Power Conference, October 22-23, 2009, Quebec,

Canada.

[10] W. Winter, A. Dittrich, Advanced grid requirements for the

integration of wind turbines into the German transmission system,

Power Engineering Society General Meeting, 2006, Montreal,

Quebec, Canada.

[11] Dang Ke, Hu Jin, Yang Angui, “Research on Low Voltage Ride

Through Control Strategy of Photovoltaic Inverter”, Power Electroics, 47(11), 2013, pp. 22-24.

[12] Mew E. Baran Felix F. Wu. “Network reconfeiguration in

distribution systems for loss reduction and load balancing”, IEEE

Transactions on Power Delivery, Vol. 4, No. 2, April 1989, pp. 1401-1407.



ẢNH HƯỞNG CỦA SÓNG HÀI DÒNG ĐIỆN TRONG ĐỘNG CƠ TỪ TRỞ

INFLUENCE OF HARMONIC CURRENT IN SWITCHED RELUCTANCE MOTORS

Phí Hoàng Nhã1,2, Đào Quang Thủy3, Nguyễn Sơn Tùng1,2, Phạm Hùng Phi1 1Trường Đại học Bách khoa Hà Nội; [email protected]

2Trường Đại học Công nghiệp Hà Nội; 3Bộ Khoa học và Công nghệ

Tóm tắt - Động cơ từ trở (SRM) là động cơ có nhiều ưu điểm nhưng nhiều ứng dụng của nó bị hạn chế bởi tiếng ồn. Một trong những nguồn gốc của tiếng ồn là do mô-men đập mạch. Mô-men đập mạch trong SRM không chỉ do cấu trúc của động cơ sinh ra, mà còn tạo ra bởi sóng hài dòng điện. Dòng điện có thành phần sóng hài bậc cao gây ảnh hưởng lớn đến mô-men và tổn hao trong động cơ. Vì vậy, bài báo tiến hành phân tích, đánh giá những ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở. Đồng thời, nhóm tác giả đề xuất giải pháp mới là sử dụng vật liệu vô định hình thay thế thép silic chế tạo stator nhằm cải thiện mô- men đập mạch và tổn hao. Kết quả bước đầu cho thấy tổn hao được giảm đáng kể và hạn chế được mô-men đập mạch trong động cơ.

Abstract - Switched reluctance motor (SRM) has many advantages but its applications are limited by the noise. One of the causes of this noise is the torque ripple which is caused not only by the structure of the motor but also by the harmonic current. The current has high harmonic component that greatly affects torque and loss in the motor. Therefore, in this article the influence of harmonic current in the switched reluctance motor will be analyzed and evaluated. At the same time, new solution using amorphous materials will be discussed to decrease the torque ripple and reduce the loss. The initial results show that the loss is significantly reduced and the torque ripple is limited.

Từ khóa - động cơ từ trở; sóng hài dòng điện; vật liệu vô định hình; SRM, mô-men đập mạch.

Key words - switched reluctance motor; harmonic current; amorphous materials; SRM; torque ripple.

1. Giới thiệu

Động cơ từ trở (SRM) có cấu tạo đơn giản, tốc độ hoạt

động lớn, độ bền cao trong môi trường làm việc phức tạp

và chi phí chế tạo thấp. Mặc dù có những ưu điểm đáng kể

trên, nhưng vẫn còn tồn tại một vấn đề làm hạn chế các ứng

dụng của SRM, đó chính là tiếng ồn lớn. Có nhiều nguyên

nhân gây ra tiếng ồn trong động cơ từ trở, một trong những

nguyên nhân đó là do mô-men đập mạch (gọi là sóng hài

mô-men). Mô-men đập mạch tồn tại trong động cơ từ trở

chủ yếu do cấu tạo của động cơ (cả rotor và stator đều có

cấu tạo cực lồi). Tuy nhiên, dòng điện có thành phần sóng

hài bậc cao (bậc 3, 5, 7, …) cũng là nguyên nhân gây ra

mô-men đập mạch. Một số công trình nghiên cứu đã chỉ ra

ảnh hưởng của sóng hài tới nguồn hay trong các thiết bị

điện nói chung [1], [2]. Công trình [3] đưa ra phương pháp

điều khiển phản hồi vòng kín sóng hài mô-men để giảm

rung/ồn trong động cơ. Hơn nữa, tổn hao sắt do dòng điện

xoáy trong lá thép lõi sắt là một vấn đề lớn, ngay cả trong

trường hợp lõi có cấu tạo đơn giản [4]. Hiện tượng này

thậm chí phức tạp hơn trong trường hợp dòng điện có thành

phần sóng hài bậc cao.

Trong SRM, dòng điện và điện áp khi qua bộ chuyển

mạch là một chiều, nên dạng sóng điện áp và dòng điện có

dạng xung chữ nhật trong điều kiện lý tưởng. Tuy nhiên,

trong thực tế, dòng điện qua bộ chuyển mạch luôn chứa

thành phần sin và sóng hài bậc cao. Sự ảnh hưởng này là

không thể bỏ qua. Vì vậy, bài báo tiến hành phân tích, đánh

giá những ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động

cơ từ trở, tổn hao do dòng điện xoáy. Từ đó, tác giả đề xuất

phương án nhằm hạn chế ảnh hưởng của sóng hài dòng

điện, giảm sóng hài mô-men trong động cơ từ trở.

2. Ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở

2.1. Dạng sóng dòng điện trong động cơ từ trở

Các phương pháp tính toán, phân tích trình bày trước

đây được giới hạn với dạng sóng dòng điện hình sin lý

tưởng. Năm 1984, Venkatraman cho thấy những tổn hao

được tính bằng cách sử dụng phân tích chuỗi Fourier.

Venkatraman giới hạn những phân tích của mình cho dạng

sóng dòng điện hình chữ nhật, nhưng tất nhiên, phương

pháp phân tích Fourier có thể được áp dụng cho bất kỳ dạng

sóng dòng điện nào. Hình 1 biểu diễn dạng sóng dòng điện

không chứa thành phần sóng hài (xung chữ nhật) và dạng

sóng dòng điện chứa thành phần sóng hài. Theo chuỗi

Fourier, dòng điện i(t) với chu kỳ T0 và tần số cơ bản

0

0

1f

T được biểu diễn như sau:

^ ^' ''

1

( ) os( ) sin( )DC k k

k

i t I I c k t I k t

(1)

Trong đó: k là bậc của sóng hài dòng điện.

0

0

0

0 0

^'

0 0

^''

0 0

1( ) os( )

2( ) os( ) k=1, 2,....

2( )sin( ) k=1, 2,....

T

DC

T

k

T

k

I i t c t dtT

I i t c k t dtT

I i t k t dtT

Tín hiệu dòng điện i(t) cũng có thể được biểu diễn dưới

dạng các sóng hình sin: ^

1

( ) sin( )DC k k

k

i t I I k t

(2)

với

2 2^ ^ ^' ''

k k kI I I và

^'

^''

arctan k

k

k

I

I

Theo đó, dòng điện định mức:

58 Phí Hoàng Nhã, Đào Quang Thủy, Nguyễn Sơn Tùng, Phạm Hùng Phi

0

2

0 0

1( )

T

rmsI I i t dtT

(3)

Kết hợp (2) và (3), dòng điện được biểu diễn:

02

^

10 0

^ ^2 2

2 2 2 21 2

1 2

2 2

1

1sin( )

= ... = ...2 2

=

T

DC k k

k

DC DC

DC k

k

I I I k t dtT

I II I I I

I I

(4)

Hình 1. Dạng sóng dòng điện chuẩn và khi có thành phần

sóng hài

2.2. Ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở

Điện áp không sin cung cấp cho máy điện nói chung có

thể gây ra hiện tượng phát nóng, mô-men đập mạch, hoặc

tiếng ồn. Trong điều kiện các ứng dụng là tuyến tính, tốc

độ động cơ được điều chỉnh từ biến tần có thể sinh ra các

điện áp bị biến dạng lớn.

Sự quá nhiệt trong rotor trở nên nghiêm trọng hơn khi

điện áp bị biến dạng lớn. Tổn hao lõi và tổn hao phụ trong

máy điện phụ thuộc vào phổ tần số của điện áp cung cấp.

Tổn hao này tăng lên khi động cơ được cung cấp từ biến tần

có tần số sóng hài bậc cao. Nhiệt độ làm việc của động cơ

tăng sẽ làm giảm tuổi thọ động cơ. Động cơ làm việc từng

pha một như SRM là những động cơ bị ảnh hưởng nhiều

nhất. Nhiệt độ tăng không đồng đều trong động cơ, các điểm

phát nóng xuất hiện gần dây dẫn trong phần lõi sắt. Nếu sóng

hài thay đổi theo thời gian, động cơ có thể chịu mức độ biến

dạng đỉnh cao hơn mà không làm tăng nhiệt độ tại chỗ. Điều

này có thể được giải thích là bởi vì nhiệt độ động cơ có thời

gian tăng chậm hơn nhiều so với chu kỳ của sự thay đổi sóng

hài. Connors [5] nhấn mạnh rằng tổn thất sóng hài cũng phụ

thuộc vào đặc tính của động cơ. Các trở kháng tản của động

cơ sẽ tăng tuyến tính với tần số sóng hài.

Mô-men đập mạch được tạo ra bởi sự tương tác giữa từ

thông khe khí và từ thông sinh ra do sóng hài dòng điện

trong rotor. Đối với động cơ có điều chỉnh tốc độ, phân tích

sự cộng hưởng cơ học là cần thiết để tránh thiệt hại do mô-

men đập mạch. Tài liệu tham khảo [6-8] kết luận rằng tiếng

ồn âm thanh được tạo ra bởi sự khác biệt tần số sóng hài

theo thời gian. Do đó, tần số sóng hài cao không thể nghe

được cũng có thể gây ra tiếng ồn âm thanh.

3. Tổn hao dòng điện xoáy trong động cơ từ trở

Hình 2 minh họa dòng công suất trong hệ thống động cơ

từ trở và danh sách các nguồn tổn hao. Mô phỏng phần tử

hữu hạn bao gồm cả tổn hao của bộ biến đổi PvCond và tổn

hao đồng của cuộn dây PvCuAC. Trong đó, Pdc là công suất

đầu vào; Pconv là công suất qua bộ biến đổi; Pmech là công suất

cơ đầu ra; Pshaft là công suất ra trên trục. PvSwitch là tổn hao bộ

chuyển mạch; PvCond là tổn hao dẫn; PvCuAC là tổn hao đồng

trên dây quấn; PvFe là tổn hao sắt; PvFric là tổn hao phụ.

Trong các loại tổn hao trên, dòng điện hài bậc cao đều

có ảnh hưởng gián tiếp. Sóng hài dòng điện trong các bộ

chuyển mạch gây ra các sai lệch điện áp, làm méo điện áp.

Sự ảnh hưởng này gây ra tổn hao trong các bộ chuyển

mạch, PvSwitch. Tuy nhiên, tổn hao do dòng điện hài gây ra,

mặc dù làm ảnh hưởng đến chất lượng của bộ chuyển đổi,

nhưng khá nhỏ so với tổng hao trong động cơ từ trở.

Hình 2. Giản đồ năng lượng và tổn hao trong động cơ

Tổn hao đồng PvCuAC bao gồm tổn hao PvCuDC và tổn hao

do dòng điện xoáy PvCuEddy. Loại thứ hai bao gồm tất cả tổn

hao do dòng điện xoáy trong cuộn dây. Giá trị trung bình

của tổng tổn hao đồng PvCuAC chuyển đổi trong một chu kỳ

điện là sự chênh lệch của công suất đầu ra Pconv và công

suất cơ Pmech, FEM2d:

PvCuAC = Pconv – Pmech, FEM2d (5)

Tổng tổn hao một chiều được tính bằng cách nhân bình

phương giá trị dòng điện hiệu dụng với điện trở của pha Rph:

2

1

.phN

vCuDC phj ph

j

P I R

(6)

Mặt khác,

Rph = RFEM2d + RCoilEnd + Rwiring = RFEM2d + REnd (7)

Tổn hao một chiều được chia thành các tổn hao trong

miền mô phỏng 2d:

2

, 2 2

1

.phN

vCuDC FEM d phj FEM d

j

P I R

(8)

Và tổn hao một chiều trong vòng dây cuối:

2

,

1

.phN

vCuDC END phj END

j

P I R

(9)

Tổn hao dòng điện xoáy có thể được tách ra bằng cách

trừ các tổn hao một chiều từ tổng tổn hao:

PvCuEddy = PvCuAC – PvCuDC (10)


Tổn hao đồng do dòng điện xoáy trở nên phức tạp khi

dòng điện chạy trong dây quấn tồn tại thành phần sóng hài

bậc cao. Sự gia nhiệt trong dây quấn ở các cực tăng lên, tổn

hao do dòng điện xoáy khi đó cũng tăng lên.

Dòng điện xoáy và sóng hài dòng điện thể hiện sự ảnh

hưởng rõ rệt nhất trong tổn hao lõi sắt. Có thể thấy rằng, đây

là vấn đề tồn tại của máy điện nói chung, không chỉ trong động

cơ từ trở. Việc tính toán tổn hao sắt trong các lá thép của động

cơ từ trở dựa trên công thức thực nghiệm có nguồn gốc trong

các phương trình được Steinmetz đề xuất vào năm 1890. Sau

đó, một số phương trình mở rộng của Steinmetz được đề xuất.

Phương trình chính được tóm tắt ngắn gọn như sau:

. .vFeP k f B (11)

Phương trình (11) thường được trích dẫn như phương trình

của Steinmetz. Nó được định nghĩa khi tần số f là hình sin lý

tưởng và tính toán tổn thất điện năng trung bình theo thời gian.

Bộ ba tham số k, α, β được gọi là các tham số Steinmetz và có

thể tìm thấy trong bảng dữ liệu của nhà sản xuất vật liệu.

Như vậy, tổn hao sắt trong động cơ từ trở phụ thuộc lớn

vào vật liệu chế tạo và các thông số được nhà sản xuất công

bố. Hơn nữa, tổn hao sắt vật liệu nói chung có một phần

nguồn gốc không nhỏ do dòng điện xoáy (dòng Foucault)

chạy trong các lá thép tạo ra. Lõi thép trong trường xoay

chiều sẽ sinh ra các dòng điện xoáy gây tổn thất năng lượng

và tỏa nhiệt.

Trong động cơ từ trở, nếu dòng điện và điện áp có dạng

hình sin chuẩn thì khi qua bộ chuyển đổi, trong SRM không

có sự tồn tại của từ trường xoay chiều. Khi đó tổn hao dòng

Foucault bằng 0. Tuy nhiên, dòng điện luôn tồn tại thành

phần sóng hài (chứa thành phần xoay chiều hình sin) như

phương trình (1), nên trong lõi thép sinh ra tổn hao dòng

điện xoáy. Mặc dù sự ảnh hưởng này chưa lớn, nhưng là

vấn đề không thể bỏ qua [9].

Trong công trình nghiên cứu mới [10], Vasyl Tkachuk

và cộng sự đã chỉ ra tổn thất trong thép là tổn thất từ trễ và

tổn hao dòng điện xoáy. Trong SRM, từ thông rotor cơ bản

có biên độ xung trong các mạch từ riêng biệt, thay đổi từ

giá trị cực đại tới cực tiểu mà không có sự thay đổi cực

tính. Bởi vì tính đơn cực này làm vòng từ trễ rất hẹp và tổn

hao trễ thực tế được bỏ qua. Điều đó có nghĩa là tổn thất

nói chung trong lõi thép là kết quả của dòng điện xoáy. Sự

thay đổi của từ thông tạo ra sức điện động là nguyên nhân

xuất hiện dòng điện xoáy và tổn hao. Sự giao cắt của từ

trường phần ứng được xét bao gồm vòng lặp cơ bản. Chúng

được xuyên qua bởi từ thông thay đổi và tạo thành điều

kiện ngắn mạch cho dòng điện xoáy.

Công suất tổn hao dòng điện xoáy (Foucault) được biểu diễn:

2 2 2 24

3

s f

Foucault

B d k fP

(12)

Trong đó: Bs là cảm ứng từ bão hòa của lõi thép;

d là độ dày của lõi thép;

kf là hệ số đặc trưng;

γ là khối lượng riêng của vật liệu;

f là tần số từ trường xoay chiều;

ρ là điện trở suất của vật liệu.

4. Thảo luận

Sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở làm tăng tổn hao

đồng trong dây quấn, tổn hao sắt trong lõi thép và gây ra mô-

men sóng hài là không thể phủ nhận. Các nghiên cứu gần

đây tập trung phần lớn vào chất lượng dòng điện đầu vào và

điện áp đầu ra của bộ chuyển mạch bằng các bộ lọc sóng hài

hay các bộ chỉnh lưu mới [11]. Mặc dù đạt được một số kết

quả có lợi, nhưng các bộ biến đổi và chuyển mạch trở nên

phức tạp, đồng thời loại bỏ được hoàn toàn sóng hài dòng

điện là không thể. Vì vậy, nhóm tác giả tiến hành phân tích,

đánh giá và thấy rằng giảm ảnh hưởng của sóng hài dòng

điện trong động cơ là giải pháp khả quan hơn. Đó là giảm

tổn hao trong động cơ từ trở và giảm sóng hài mô-men.

Theo công thức (12), để giảm tổn hao dòng điện xoáy

cần chế tạo lõi thép có đặc tính giảm cảm ứng bão hoà, giảm

độ dày và khối lượng lõi. Đồng thời lõi thép silic chỉ có thể

sử dụng cho tần số thấp, vì ở tần số cao tổn hao sẽ lớn do

điện trở suất của thép silic thấp. Trong những nghiên cứu

gần đây đã chỉ ra những ưu điểm của một loại vật liệu mới -

hợp kim vô định hình, có thể cải thiện được các đặc tính trên.

Sắt vô định hình là loại vật liệu từ mềm, còn được gọi là thủy

tinh kim loại. Nguyên liệu chính bao gồm: niken, coban,

silic,…. Ở trạng thái vô định hình, nó có điện trở suất cao

hơn nhiều so với các hợp kim tinh thể. Đồng thời, vật liệu

này có khả năng chống ăn mòn, độ bền cơ học cao, có thể sử

dụng ở tần số làm việc cao hơn với các vật liệu tinh thể nền

kim loại. Vật liệu vô định hình không có cấu trúc tinh thể

nên triệt tiêu dị hướng từ tinh thể, vì thế nó có tính từ mềm

rất tốt. Vật liệu vô định hình nền Co còn có từ giảo bằng 0

nên có lực kháng từ rất nhỏ. Đường cong từ trễ của vật liệu

rất hẹp, hẹp hơn so với thép silic - vật liệu từ mềm. Độ dày

tự nhiên của lá thép vô định hình rất nhỏ, điện trở suất lớn

và mật độ khối lượng vật liệu lớn. Một số tính chất lý hóa cơ

bản của vật liệu vô định hình (Metglas 2605SA1) được cho

trong Bảng 1, so sánh với vật liệu silic (M600 – 50A).

Theo Bảng 1, điện trở suất của vật liệu vô định hình lớn

hơn 3 lần so với điện trở suất của thép silic. Khi đó, theo

(12) công suất tổn hao do dòng Foucault cũng được giảm

đi khoảng 3 lần. Hơn nữa, tổn hao lõi sắt của vật liệu vô

định hình (0,22 W/kg) là thấp hơn nhiều lần so với vật liệu

thép silic thông thường (2,8 W/kg). Khi đó, tổn hao lõi sắt

được giảm, tổng tổn hao trong động cơ từ trở sử dụng vật

liệu vô định hình giảm đáng kể so với động cơ chế tạo bằng

thép silic thông thường.

Bảng 1. Đặc tính của sắt vô định hình và thép silic

Vật liệu Sắt vô định hình Thép silic

Mật độ từ thông (T) 1,56 1,8 - 2

Điện trở suất ( cm ) 130 - 170 50 - 60

Độ dày lá thép (mm) 0,03 0,3 – 0,5

Sức căng (kg/mm2) 150 50

Độ cứng Vickers 900 200 - 300

Mật độ khối lượng (g/cm3) 7,18 7,65

Độ từ thẩm vật liệu (H/m) 10.000 - 1.500.000 3.000 - 8,000

Tổn hao lõi sắt tại 1,45T

và 50Hz (W/kg) 0,22 2,8

Mô-men đập mạch trong động cơ từ trở sinh ra do

60 Phí Hoàng Nhã, Đào Quang Thủy, Nguyễn Sơn Tùng, Phạm Hùng Phi

cấu tạo cực lồi của rotor và stator. Chính cấu tạo này

làm cho từ trở động cơ biến thiên theo góc rotor θ. Công

thức thực nghiệm cho mô-men đập mạch được biểu diễn

như sau:

m

ripple

dRT

d (13)

Mặt khác, phương trình chung của mạch từ trong động cơ:

F = Ф.Rm = Ф.(RmAir + RmFe) (14)

Trong đó: F là sức từ động;

RmAir là từ trở khe hở không khí;

RmFe là từ trở lõi thép.

Với từ trở

0

m

r

lR

S (15)

Nếu tỷ số l và S là hằng số thì độ từ thẩm µr tỉ lệ nghịch

với từ trở RmFe.

1~r

mFeR (16)

Từ công thức tính mô-men đập mạch (13), với góc quay

của rotor θ là không thay đổi (θ phụ thuộc vào số cặp cực

rotor/stator), từ trở của động cơ càng nhỏ thì mô-men đập

mạch tạo ra do sự thay đổi liên tục của Rm theo θ càng nhỏ.

Từ trở Rm (14) phụ thuộc vào độ từ thẩm của vật liệu, tỷ lệ

nghịch theo công thức (15). Theo Bảng 1, so sánh độ từ

thẩm giữa hai loại vật liệu vô định hình và thép silic, độ từ

thẩm của sắt vô định hình lớn hơn khoảng từ 3 – 180 lần so

với silic. Đây là thông số hữu ích trong giải quyết vấn đề

mô-men đập mạch của động cơ từ trở.

Hình 3. Đặc tính mô-men của động cơ với hai loại vật liệu

Hình 4. Đặc tính tổn hao sắt của động cơ với hai loại vật liệu

Kết quả cho thấy, động cơ từ trở sử dụng vật liệu vô

định hình có mô-men đập mạch giảm (mặc dù mô-men

xoắn cũng giảm) so với động cơ chế tạo bằng thép silic,

Hình 3. Chênh lệch giữa đỉnh thấp nhất và cao nhất của

mô-men trong SRM làm bằng vô định hình là 24 Nm, với

động cơ sử dụng vật liệu silic truyền thống thì lên tới 34

Nm. Đồng thời, tổn hao lõi sắt trong SRM dùng vật liệu

mới giảm mạnh, được thể hiện trên Hình 4. Kết quả của

nhóm tác giả công bố là kết quả phân tích, đánh giá bước

đầu, để có kết quả đánh giá chuẩn mực thông qua việc mô

phỏng quá trình chuyển hóa vật lý của các thông số động

cơ sẽ được công bố trong thời gian thích hợp.

5. Kết luận

Bài báo này trình bày những phân tích, đánh giá về ảnh

hưởng của sóng hài dòng điện trong động cơ từ trở. Sóng hài

dòng điện là một trong những nguyên nhân khách quan gây

ra mô-men đập mạch và tăng tổn hao trong động cơ. Giải

pháp sử dụng vật liệu vô định hình chế tạo động cơ mang lại

hiệu quả khi giảm mô men đập mạch và hạn chế tổn hao. Có

thể kết luận rằng, ảnh hưởng của sóng hài dòng điện trong

SRM tuy không lớn, nhưng là vấn đề không thể bỏ qua.


[1] J. F. Fuller, E. F. Fuchs, D. J. Roesler, “Influence of harmonics on

power distribution system protection”, IEEE, Vol. 3, No. 2, April 1988, pp. 549 - 557.

[2] V. E. Wagner, “Effects of Harmonics on Equipment”, IEEE, Vol. 8,

No. 2, April 1993, pp. 672 - 680.

[3] A. C. Koenig, S. D. Pekarek, Feedback-Based Mitigation of Torque

Harmonics in Switched Reluctance Motor Drives, Applied Power

Electronics Conference, APEC 2007, Anaheim, CA, USA, USA.

[4] Christian Carstensen, Eddy Currents in Windings of Switched

Reluctance Machines, Ph. D. Thesis, 2007.

[5] D. P. Connors, D. A. Jarc, R. H. Daugherty, “Considerations in

Applying Induction Motors with Solid-State Adjustable Frequency

Controllers”, IEEE Transactions on Industry Applications, Vol. IA-20, Issue 1, Jan. 1984, pp. 113 - 121.

[6] J. M. D. Murphy and M. G. Egan, “A Comparison of PWM

Strategies for Inverter-Fed Indution Motors”, IEEE Transactions on

Industry Applications, Vol. IA-19, Issue 3, May 1983, pp. 363 – 369.

[7] S. R. Bower and R. I. Bullough, “Harmonic Minimisation in

Microprocessor Controlled Current Fed PWM Drives”, IEE

Proceedings, Vol. 134, No. 1, Jan 1987, pp. 25 - 41.

[8] R. J. M. Melmans, A. J. Vandenput, and W. Geysen, “Influence of

Unbalanced Magnetic Pull on the Radial Stability of Flexible-Shaft

Induction Machines”, IEE Proceedings, Vol. 134, No. 2,

March 1987, pp. 101 - 109.

[9] Kenta Deguchi, Satoshi Sumita, Yuji Enomoto, A 3.7-kW Axial-gap

Switched-reluctance Motor Robustly Designed by Using a

Mathematical Model, International Conference on Electrical Machines (ICEM), 2014, Berlin, Germany.

[10] Vasyl Tkachuk, Marius Klytta, Switched Reluctance Motor and its

Mathematical Model, Compatibility in Power Electronics, 2007,

Gdansk, Poland.

[11] Sang-Hun Lee, Fell-soon Kang, Su Eog Cho, Man Hyung Lee,

“Single-stage power-factor-corrected converter for switched

reluctance motor drive”, Electric Power Systems Reseach, Vol. 76, Issues 6–7, 2006, pp. 534 - 540.



EVALUATION OF PROPERTIES OF CONTROLLED LOW-STRENGTH

MATERIAL PRODUCED USING TERNARY MIXTURE OF WASTE RED MUD,

SLAG AND PORTLAND CEMENT

ĐÁNH GIÁ CÁC TÍNH CHẤT CỦA VẬT LIỆU CƯỜNG ĐỘ THẤP CÓ KIỂM SOÁT ĐƯỢC

SẢN XUẤT TỪ HỖN HỢP PHẾ THẢI ĐẤT ĐỎ, TRO XỈ VÀ XI MĂNG

Huynh Trong Phuoc

College of Rural Development, Can Tho University; [email protected]

Abstract - The primary aim of the present study is to evaluate the properties of the controlled low-strength material (CLSM), which is produced using a ternary mixture of red mud (RM), slag, and a small amount of cement. The CLSM samples are prepared with various weight ratios of RM-to-slag (95/0, 85/10, 75/20, and 65/30) and a constant content of 5% cement. Properties of the CLSM are checked at both fresh and hardened stages, including flow ability, setting time, and compressive strength. Additionally, microstructural properties of the CLSM are examined using a scanning electron microscope. Test results show that properties of the CLSM mixtures are acceptable for the job site application. Analysis of the optimal mixture is further conducted based on the test results. Thus, the CLSM sample incorporating 75% RM, 20% slag, and 5% cement exhibits good physical-microstructural characteristics that conform well to the standard requirements.

Tóm tắt - Nghiên cứu này nhằm đánh giá các tính chất của vật liệu cường độ thấp có kiểm soát (controlled low-strength material - CLSM) được sản xuất từ hỗn hợp đất đỏ, tro xỉ và một lượng nhỏ xi măng. Các mẫu CLSM được chuẩn bị với các tỉ lệ đất đỏ/ tro xỉ khác nhau (95/0, 85/10, 75/20 và 65/30) cùng một lượng cố định 5% xi măng. Các tính chất của cả hỗn hợp CLSM tươi và các mẫu CLSM đóng cứng gồm khả năng chảy, thời gian ninh kết và cường độ chịu nén đều được kiểm tra. Hơn nữa, các đặc điểm về vi cấu trúc của các mẫu CLSM cũng được xem xét thông qua kính hiển vi điện tử. Kết quả kiểm tra cho thấy tất cả các tính chất của CLSM đều thích hợp cho ứng dụng ngoài thực tế. Phân tích cấp phối tối ưu cũng được thực hiện dựa trên các kết quả đạt được. Từ đó, mẫu CLSM chứa 75% đất đỏ, 20% tro xỉ và 5% xi măng có các đặc điểm tốt về tính chất vật lý và vi cấu trúc, thỏa mãn các yêu cầu của tiêu chuẩn.

Key words - Controlled low-strength material; red mud; slag; setting time; flow ability; compressive strength

Từ khóa - vật liệu cường độ thấp có kiểm soát; đất đỏ; tro xỉ; thời gian ninh kết; khả năng chảy; cường độ chịu nén

1. Introduction

Controlled low-strength material (CLSM), one of the

well-known materials with self-compacting, high-flow

ability, and low strength characteristics, is used primarily as

an alternative to compacted fill in the backfill application

[1]. The American Concrete Institute (ACI) has suggested a

specific compressive strength value of ≤ 8.3 MPa for a

CLSM at 28 days [2]. In real practice, the strength of the

CLSM is designed according to each specific application. In

case of temporary construction, for example, low-strength

levels of 0.5–2.0 MPa are suggested for future excavation.

However, a normal strength value of about 0.7 MPa is

required for most current backfill applications [3, 4].

In recent years, studies on the production CLSM using

various sources of waste materials and on the application

of the CLSM have been conducted by many researchers in

the world. Katz and Kovler [3] investigated the possibility

of using cement kiln dust (CKD), coal fly ash, coal bottom

ash, asphalt dust, and quarry waste to produce CLSM.

Their results showed that all of the CLSM samples

exhibited good properties with 25–50 wt.% dust contents.

Moreover, the samples containing fly ash (FA) and CKD

showed better properties than other samples due to

pozzolanic and cementing potential of the FA and CKD.

Türkel [4] studied the long-term compressive strength,

water absorption, and extraction procedure toxicity

characteristics of the CLSM produced using class-C fly

ash, crushed limestone sand, and a small amount of

pozzolanic cement. Test results showed that the CLSM

samples exhibited a good flowability and low compressive

strength levels of 1.2 – 2.8 MPa after a year. Nataraja and

Nalanda [5] evaluated the performance of CLSM derived

from FA, rice husk ash (RHA), and quarry dust. Their

results supported the successful application of these

materials in CLSM. The 28-day compressive strength

values of the CLSM samples ranged from 0.05 MPa to

4.2 MPa. Do and Kim [6] investigated the engineering

properties of CLSM containing red mud (RM), ponded ash,

FA, and ordinary Portland cement (OPC). Their results

showed that all of the CLSM samples conformed well to the

requirements of ACI 229 [2] in terms of flowability, bleeding

rate, initial setting time, corrosivity, and compressive strength.

They also found that the incorporation of RM affected all of

the engineering properties of the CLSM significantly.

Horiguchi et al. [7] studied the applicability of CLSM

produced using incinerated sewage sludge ash, crushed-stone

powder, and FA. They reported that the desired strength and

flowability of the CLSM could be obtained with careful

consideration of mix design. Their results also demonstrated a

great potential of applying such solid wastes in CLSM. Taha

et al. [8] evaluated properties of CLSM developed from OPC,

copper slag, cement by-pass dust, and incinerator ash. Their

results proved that it was possible to produce the CLSM

samples from such solid wastes with good properties that met

the standard requirements. In addition, curing conditions were

found to have significant effects on the compressive strength

of the CLSM.

Since the information regarding the use of blended red

mud, slag, and OPC for producing CLSM is limited in the

literature, the present study aims to evaluate the properties

of both fresh and hardened CLSM in order to evaluate the

possible application of this blended material in producing

62 Huynh Trong Phuoc

CLSM. Moreover, microstructure observation and optimal

mixture analysis are also conducted in this investigation.

2. Experimental programs

2.1. Material properties

Various proportions of RM-slag-OPC blends are used

to prepare the CLSM samples for this investigation. The

RM used in this study is sourced from China, whereas the

slag and OPC are sourced from Taiwan. Both RM and slag

are the waste materials of alumina and steel industries,

respectively. These materials are collected and directly

recycled without any pre-treatment process in order to

obtain cost-effectiveness. It is noted that all of the raw

materials used are in dry form. These raw materials are

checked of both physical and chemical properties prior to

use, with the results are shown in Table 1 and Table 2,

respectively. High concentrations of silicon dioxide,

aluminum oxide, and calcium oxide are detected in all of

the raw materials. A high percentage of sodium oxide is

found in RM, whereas a large amount of magnesium oxide

is found in both slag and OPC. In addition, Figure 1 shows

the scanning electron microscope (SEM) images of the raw

materials. It can be seen clearly that RM comprised of

particles with partially round- and angular-shaped, whereas

slag comprises particles with an irregular-shaped.

Moreover, the mean particle size of slag was finer than that

of RM and OPC (Table 2). Thus, the hydration rate of slag

would be greater than that of RM.

Table 1. Physical properties of raw materials

Physical properties RM Slag OPC

Specific gravity 2.72 2.92 3.15

Mean particle size (μm) 9.1 8.8 19.1

Specific surface area (m2/g) 1.59 1.68 1.11

Table 2. Chemical composition of raw materials

Chemical composition (wt.%) RM Slag OPC

SiO2 21.0 39.1 12.5

Al2O3 22.0 13.0 4.6

SO3 0.4 1.9 1.7

CaO 6.2 37.5 68.8

MgO 1.3 7.1 5.8

Na2O 10.5 - -

Others 2.3 2.0 3.3

2.2. Ingredient proportions

In the present study, the same amount of OPC (5%) is

mixed with various amounts of RM and slag (RM/slag

ratios of 95/0, 85/10, 75/20, and 65/30) to prepare the CLSM

samples. In addition, a constant water-to-binder (w/b) ratio

of 0.45 is used for all CLSM mixtures. Thus, the mixture

proportions (by weight of materials) used in the CLSM are

presented in Table 3.

Table 3. CLSM ingredient proportions

Mixture w/b Material proportions (kg/m3)

RM Slag OPC Water

R95S00 0.45 1165.4 0.0 61.3 552.1

R85S10 0.45 1046.0 123.1 61.5 553.8

R75S20 0.45 925.9 246.9 61.6 555.5

R65S30 0.45 804.9 371.4 61.9 557.2

Figure 1. SEM micrographs of RM and slag particles

2.3. Samples preparation and test methods

All of the raw materials are prepared and mixed in a

laboratory mixer, followed by mixing water. Right after

mixing, the fresh CLSM mixture is checked for flow ability

and setting time following the guidelines of ASTM D6103

[9] and ASTM C403 [10], respectively. After that, the CLSM

samples with dimensions of 50×50×50 mm are prepared

for the test of compressive strength. These samples are cured

at room temperature until the testing ages. The

compressive strength test is performed at the sample ages

of 1, 7, and 28 days in accordance with ASTM C109 [11].

The reported result is the average strength value of three

samples from each mixture. In addition, broken pieces of

the 28-day-old CLSM samples that are taken right after the

compressive strength test are soaked in alcohol to stop

hydration and then examined using a SEM.

3. Results and discussion

3.1. Flow ability of fresh CLSM mixture

Table 4 shows the results of flow ability measurement

of fresh CLSM. The ASTM D6103 [9] has suggested a

common flow ability value of greater than 150 mm, which

is acceptable for job site work. Thus, all of the fresh

CLSM produced in this study has good flow ability

performance, with the measured values ranging from 185

RM particles

Slag particles


to 205 mm. The results shown in Table 4 indicate that the

incorporation of more slag reduces flow ability of the

mixture. This is because of the combined effect of both

the irregular shape of slag particles, which inhibits the

lubricant effect and the very fine slag particles with a high

specific surface area, which absorbs more water on the

particle surfaces and in internal pores, leading to a loss in

flow ability of the fresh CLSM. This behavior is supported

by Hwang and Huynh [12].

Table 4. Flow ability and setting time of fresh

CLSM mixtures

Mixture Flow ability (mm) IS (hour) FS (hour)

R95S00 205 - -

R85S10 200 8.6 13.7

R75S20 190 7.8 12.7

R65S30 185 7.3 11.1

Note: “-” indicates the samples did not set within 24 hours;

IS = Initial setting time; FS =Final setting time.

3.2. Setting time

The IS and FS of the fresh CLSM are measured and

reported in Table 4. The designation for setting time of the

CLSM is based on its specific applications. For example, the

required IS for backfills application suggested by ACI 229

[2] is normally about 4 hours and about 20–35 minutes in

some special cases. In the off-urban area, the IS of the fresh

CLSM may be longer than 4 hours. In addition, the

requirement for FS of the fresh CLSM is ≤ 24 hours in most

of the cases. As can be seen from Table 4 that the IS and FS

of the fresh CLSM mixtures range from 7.3 to 8.6 hours and

from 11.1 to 13.7 hours, respectively. This study also finds

that the CLSM mixture containing more slag registers a

shorter setting time, while the slag-free CLSM mixture does

not harden within 24 hours. As aforementioned, the inclusion

of more slag accelerates the hydration rate, shortening the

setting time of the fresh CLSM mixture. This is in good

agreement with the results that were previously reported by

Nath and Sarker [13]. Therefore, the R95S00 mixture cannot

be used to produce the CLSM due to its delay in setting time.

3.3. Compressive strength

The compressive strength development of the CLSM

samples is presented in Figure 2. As shown, the strength

keeps increasing with the curing time, which is

attributable to the continuous hydration process between

the materials with both cementing and pozzolanic

characteristics [14]. The R95S00 samples with no slag

inclusion do not harden within 24 h, thus their strength

values are not measured.

Meanwhile, the 28-day-old CLSM samples with 10%,

20%, and 30% slag had compressive strength values of 7.4,

10.2, and 16.4 MPa, respectively. Thus, the incorporation

of slag in the CLSM mixture is found to have a positive

strength improvement as more slag associated with greater

strength. This is attributable to a positive effect of

hydration due to the pozzolanic or the cement-like

characteristics of slag. Moreover, the very fine slag

particles greatly contribute to enhancing the hydration rate,

in which slag may act as an accelerator and improve the

CLSM strength [12]. Like the general requirements for job

site application of a CLSM, the 1-day and 28-day

compressive strength values should be ≥ 0.7 and ≤ 8.3 MPa,

respectively [2]. Thus, the strength values of the R85S10

sample fix well to these requirements. In some specific

applications, however, the 28-day strength may be required

to be higher than 8.3 MPa.

Figure 2. Compressive strength development of

the hardened CLSM samples

3.4. Microstructure analysis

The SEM micrographs of the hardened CLSM samples

are displayed in Figure 3. As shown in the figure that the

R65S30 sample has a denser microstructure than the others,

indicating that the incorporation of more slag improves the

hydration degree and thus creates a denser microstructure

with less uncompleted/ unreacted particles. This characteristic

supports the improved strength of the CLSM samples as

presented in Figure 2. However, a close observation on

Figure 3 finds some uncompleted/ unreacted RM and slag

particles and micro-cracks, indicating a not fully reaction

in the system and thus negatively affecting the mechanical

properties of the CLSM. This finding is in line with previous

results reported by Hwang and Huynh [14].

3.5. Analyses for the most suitable mixture

With consideration of green construction and sustainable

development, the use of OPC should be limited due to the

negative impacts on the environment during its use and

production [12]. Therefore, recycling solid waste materials

(RM and slag) as an alternative to OPC in the production

of CLSM is an effective way, which helps to solve the

problem regarding the management of these wastes.

On the other hand, the cost of raw materials is another

important consideration. So far, the cost for RM is much lower

than that of slag. Thus, using more RM in CLSM mixture is

found to have cost-effectiveness. The results of the present

study show that the CLSM mixture incorporating 80% RM,

20% slag, and 5% OPC (R85S10) is the most suitable for the

requirements as above mentioned. This mixture has a flow

ability value of 200 mm, an IS of 8.6 hours, an FS of

13.7 hours, and 1-day and 28-day compressive strength values

64 Huynh Trong Phuoc

of 1.7 and 7.4 MPa, respectively.

Figure 3. SEM micrographs of the hardened CLSM samples

4. Conclusions

The physical and microstructural properties of the

CLSM produced using blended RM, slag, and OPC are

evaluated in this study. The following conclusions may be

drawn from the results of the experiments:

- The flow ability and setting time of the fresh CLSM

decrease with the incorporation of slag in the CLSM

mixtures. However, compressive strength values of the

CLSM samples significantly increase with slag content.

- A denser microstructure is observed at the CLSM

samples containing more slag. This finding supports the

development in the strength of the CLSM.

- The CLSM samples derived from 85% RM, 10% slag,

and 5% OPC have acceptable properties that meet the

current specifications for job site application.

- The results of the present study demonstrate a great

possibility of using RM and slag with a small amount of

OPC in the production of CLSM.

REFERENCES

[1] Siddique R. Utilization of waste materials and by-products in

producing controlled low-strength materials. Resources, Conservation

and Recycling, 2009; 54: 1–8.

[2] ACI 229, Controlled low-strength materials (CLSM): reported by

ACI Committee, 1999.

[3] Katz A., Kovler K. Utilization of industrial by-products for the

production of controlled low strength materials (CLSM). Waste

Management, 2004; 24: 501–512.

[4] Türkel S. Long-term compressive strength and some other properties

of controlled low strength materials made with pozzolanic cement and

class C fly ash. Journal of Hazardous Materials, 2006; B137: 261–266.

[5] Nataraja M.C., Nalanda Y. Performance of industrial by-products in

controlled low-strength materials (CLSM). Waste Management, 2008; 28: 1168–1181.

[6] Do T.M., Kim Y.S. Engineering properties of controlled low strength

materials (CLSM) incorporating red mud. International Journal of Geo-Engineering, 2016; 7: 1–17.

[7] Horiguchi T., Fujita R., Shimura K. Applicability of controlled low-

strength materials with incinerated sewage sludge ash and crushed-stone

powder. Journal of Materials in Civil Engineering, 2011; 23: 767–771.

[8] Taha R.A., Alnuaimi A.S., Al-Jabri K.S., Al-Harthy A.S. Evaluation

of controlled low strength materials containing industrials by-products.

Building and Environment, 2007; 42: 3366–3372.

[9] ASTM D6103, Standard test method for flow consistency of

controlled low strength material (CLSM), 2004.

[10] ASTM C403, Standard test method for time of setting of concrete

mixtures by penetration resistance, 2008.

[11] ASTM C109, Standard test method for compressive strength of

hydraulic cement mortars (Using 2-in. or [50-mm] cube specimens),

2016.

[12] Hwang C.L., Huynh T.P. Characteristics of alkali-activated controlled

low-strength material derived from red mud-slag blends. Key Engineering

Materials, 2017; 753: 343–348.

[13] Nath P., Sarker P.K. Effect of GGBFS on setting, workability and

early strength properties of fly ash geopolymer concrete cured in

ambient condition. Construction and Building Materials, 2014; 66: 163–171.

[14] Hwang C.L., Huynh T.P. Effect of alkali-activator and rice husk ash

content on strength development of fly ash and residual rice husk

ash-based geopolymers. Construction and Building Materials, 2015;

101: 1–9.

(The Board of Editors received the paper on 28/8/2017, its review was completed on 21/9/2017)

R85S10 sample

R75S20 sample

R65S30 sample


NGHIÊN CỨU PHÂN BỐ ĐIỆN TỪ TRƯỜNG VÀ XÂY DỰNG

MẠCH ĐIỆN THAY THẾ HÌNH T CỦA MÁY BIẾN ÁP LỰC BẰNG

PHƯƠNG PHÁP PHẦN TỬ HỮU HẠN

A STUDY OF ELECTROMAGNETIC DISTRIBUTION AND ESTABLISHING THE T

EQUIVALENT CIRCUIT OF POWER TRANSFORMERS BY FINITE ELEMENT METHOD

Nguyễn Đức Quang

Trường Đại học Điện lực; [email protected]

Tóm tắt - Máy biến áp (MBA) là một phần tử rất quan trọng trong hệ thống truyền tải điện năng. Thực tế trong hệ thống điện, muốn truyền tải và phân phối công suất từ nhà máy điện đến các hộ tiêu thụ một cách hợp lý phải qua nhiều lần tăng và giảm điện áp. Vì vậy, việc nghiên cứu MBA luôn có ý nghĩa thiết thực trong sản xuất và vận hành hệ thống điện. Bài báo trình bày hai mục tiêu nghiên cứu: tính toán phân bố điện từ trường MBA ở các chế độ điển hình và đề xuất phương pháp xây dựng mạch điện thay thế hình T của MBA không qua đo đạc. Do đó, một bài toán điện từ trường trong một cấu trúc MBA ba chiều đã được phân tích và tính toán dựa trên phương pháp phần tử hữu hạn. Phương pháp nghiên cứu được áp dụng tính toán chi tiết với một MBA cụ thể của hãng ABB. Kết quả tính toán được so sánh với kết quả đo từ nhà sản xuất để kiểm chứng mô hình.

Abstract - The transformer is a very important element in the power transmission system. In fact, it is necessary to increase or decrease the voltage several times when transmitting the energy from the power station to consumers. Consequently, researching transformers plays a crucial role in production and operation of the power system. This paper presents two research objectives: to calculate the electromagnetic distribution of transformers and to propose an approach of establishing a T equivalent circuit of transformers without measurement. Thus, an electromagnetic problem in a three-dimensional structure of transformers has been analyzed and calculated based on the finite element method. The research principle is applied in detail with an ABB distribution transformer. The calculated results are compared with the measurements from the manufacturer to verify the model.

Từ khóa - máy biến áp lực; điện từ trường; mạch thay thế hình T; phương pháp phần tử hữu hạn; chế độ không tải; chế độ ngắn mạch

Key words - power transformer; electromagnetic field; T equivalent circuit; finite element method; open circuit mode; short circuit mode


Máy biến áp (MBA) là một trong những phần tử quan

trọng nhất trong hệ thống điện khi chịu trách nhiệm liên kết

phần nguồn, truyền tải và phân phối điện năng. Vì vậy, việc

nghiên cứu MBA là rất cần thiết và là một trong những mối

quan tâm lớn trong lĩnh vực kỹ thuật điện. Trên thế giới,

việc nghiên cứu MBA đã được thực hiện từ lâu, theo nhiều

hướng khác nhau, ví dụ như nghiên cứu về tổn thất của

MBA, qua đó đề xuất một phương pháp mới để làm giảm

tổn thất trong lõi sắt của MBA [1]. Hay như Specht và đồng

nghiệp cũng tìm hiểu về việc giảm tổn thất trong MBA

nhưng thay vì đề xuất một phương pháp tính toán, nhóm

tác giả đã giới thiệu một phương pháp đo mới có thể xác

định tổn thất sắt và tổn thất đồng khi chấp nhận một số sai

số nhỏ liên quan đến biến đổi điện áp, sự thay đổi biên độ

và góc lệch pha [2]. Các nghiên cứu chuyên sâu về cấu tạo,

vật liệu sử dụng để sản xuất MBA cũng là một hướng

nghiên cứu quan trọng. Trong bài báo [3], các tác giả đã đề

cập đến việc giảm tổn thất tiêu hao trong MBA bằng cách

sử dụng lõi từ composite. Bài báo đã chứng minh rằng khi

sử dụng lõi từ composite, nhà sản xuất sẽ thu được điểm tối

ưu giữa chi phí chế tạo máy mà vẫn đảm bảo được chất

lượng tiêu chuẩn. Ngoài những vấn đề bên trong MBA, các

tác động của môi trường cũng có những ảnh hưởng nhất

định đến quá trình vận hành và tuổi thọ của MBA. Bài báo

[4] đã tính toán những tác động của nhiệt độ đến các loại

MBA khô với hai lớp cách điện ở nhiệt độ 155°C và 180°C.

Kết quả cho thấy, dưới tác dụng của nhiệt độ cao, lớp cách

điện bị xuống cấp và lão hóa nhanh hơn. Qua đó, tác giả đã

xây dựng một hệ thống có thể tiên lượng nhiệt độ của MBA

thông qua nhiệt độ môi trường.

Trong bài báo này, tác giả trình bày hai mục tiêu nghiên

cứu. Thứ nhất, nguyên lý hoạt động của MBA nói riêng và

của máy điện nói chung là theo nguyên lý cảm ứng điện từ.

Vì vậy, bài báo muốn giải quyết bài toán điện từ trường

cảm ứng trong cuộn dây và mạch từ của một cấu hình MBA

ba chiều thực tế. Việc tính toán chi tiết phân bố điện từ

trường là quan trọng và có thể là tiền đề cho những nghiên

cứu về phân bố nhiệt cũng như tổn thất trong máy về sau.

Thứ hai, bài báo trình bày một phương pháp xây dựng

mạch điện thay thế hình T của MBA không qua đo đạc.

Mạch điện thay thế của MBA được giới thiệu lần đầu bởi

Steinmetz [5]. Mô hình này gồm hai nhánh có tổng trở

tương đương với cuộn dây sơ cấp, cũng như cuộn dây thứ

cấp của MBA và một nhánh từ hóa tương đương với mạch

từ. Mạch điện thay thế sẽ giúp biểu diễn tính chất điện và

từ của MBA dưới dạng sơ đồ mạch điện. Điều này sẽ giúp

ích cho việc tính toán MBA khi đặt trong hệ thống điện một

cách dễ dàng hơn. Từ trước tới nay, việc xác định các tham

số trong mạch điện thay thế của MBA chủ yếu dựa vào hai

thí nghiệm kinh điển: thí nghiệm không tải và thí nghiệm

ngắn mạch [6]. Việc thí nghiệm MBA là rất cần thiết, tuy

nhiên điều này cũng sẽ kéo theo những đòi hỏi về cơ sở vật

chất và chi phí thực hiện. Vì vậy, bài báo đề xuất một phương

pháp tiếp cận khác để xác định mạch điện thay thế của MBA,

đó là việc kết hợp giữa phương pháp mô phỏng dựa trên phần

tử hữu hạn và phương pháp tính toán giải tích. Phương pháp

nghiên cứu sẽ được áp dụng tính toán với một máy biến áp

phân phối thực tế của hãng ABB. Việc tính toán, xây dựng

mô hình được thực hiện trong cả hai chế độ ngắn mạch và

không tải, nhằm so sánh kết quả tính toán mô phỏng với dữ

liệu của nhà sản xuất để xác thực mô hình.

66 Nguyễn Đức Quang


Để mô phỏng và tính toán điện từ trường trong MBA,

bài báo nghiên cứu và sử dụng phương pháp phần tử hữu

hạn. Đây là phương pháp số gần đúng để giải các bài toán

được mô tả bằng các phương trình vi phân đạo hàm riêng

trên miền xác định có hình dạng và điều kiện biên bất kỳ

mà nghiệm chính xác không thể tìm được bằng phương

pháp giải tích.

2.1. Phương pháp phần tử hữu hạn

Phương pháp phần tử hữu hạn (Finite Element Method-

FEM) [7, 8] là phương pháp số gần đúng để giải các bài

toán được mô tả bằng các phương trình vi phân đạo hàm

riêng trên miền xác định có hình dạng và điều kiện biên bất

kỳ mà nghiệm chính xác không thể tìm được bằng phương

pháp giải tích.

FEM là một phương pháp đặc biệt có hiệu quả để tìm

dạng gần đúng của một hàm chưa biết trong miền xác định

của nó. FEM sẽ tìm dạng xấp xỉ của hàm cần tìm trong từng

miền con thuộc miền xác định. Phương pháp này rất tổng

quát và hữu hiệu cho lời giải nhiều bài toán về kỹ thuật khác

nhau, từ cơ học đến những bài toán của lý thuyết trường.

Hình 1. Phân rã phần tử hữu hạn một cáp điện lực

Hình 1 biểu diễn sự phân rã một cáp điện lực bốn lõi

thành một số hữu hạn các miền con hay còn gọi là các phần

tử. Các phần tử này được liên kết với nhau tại các điểm định

trước trên biên của nó gọi là nút. Trong phạm vi mỗi phần tử

đại lượng cần tìm được lấy xấp xỉ trong dạng một hàm đơn

giản gọi là các hàm xấp xỉ. Các hàm xấp xỉ này được biểu

diễn qua các giá trị của hàm tại các điểm nút trên phần tử.

Các giá trị này gọi là các bậc tự do của phần tử và được xem

là ẩn số cần tìm của bài toán.

2.2. Phương trình điện từ trường Maxwell

Trường điện từ xuất hiện trong MBA được mô tả bằng

hệ phương trình Maxwell như sau:

Trong đó: E: là cường độ điện trường (V/m);

B: là từ cảm (T);

H: là cường độ từ trường (A/m);

J: là mật độ dòng điện (A/m).

Kết hợp với phương trình biểu diễn đặc tính vật liệu:

Giải phương trình 0div B => B rotA trong đó

A: là véc-tơ từ thế.

Từ đó, ta thu được:

Từ phương trình trên, mật độ dòng điện J(t) trong dây

dẫn sẽ được tính là:

0 0

( ) ( )(t) . ( ) . ( )

t tt t

t t

A AJ J E

Trong đó: : là độ dẫn điện của dây dẫn

E0: là điện trường kích thích, 0 E grad

Việc giải các phương trình vi phân biểu diễn quan hệ

điện từ trường trong một cấu trúc ba chiều như máy biến

áp là vô cùng khó. Vì vậy, tác giả sẽ sử dụng phương pháp

phần tử hữu hạn và giải quyết bài toán bằng công cụ số với

phần mềm Comsol Multiphysics.

2.3. Phương pháp xây dựng mạch điện thay thế của MBA

Một cách tổng quát, đặc tính điện và từ của máy biến

áp có thể được biểu diễn dưới sơ đồ thay thế sau [6]:

Hình 2. Mạch điện thay thế hình T của MBA

Trong đó: U1, I1, 1r , 1x lần lượt là điện áp đặt vào, dòng

điện, điện trở và điện kháng của cuộn dây sơ cấp; U’2, I’

2,'

2r

,'

2x lần lượt là điện áp, dòng điện, điện trở và điện kháng của

cuộn dây thứ cấp đã quy đổi về sơ cấp; I0, mr , mx lần lượt

là dòng điện chạy trên mạch từ, điện trở và điện kháng của

mạch từ, đặc trưng cho tổn hao trong mạch từ của MBA.

Phương pháp đề xuất trong bài báo sẽ kết hợp phương

pháp phần tử hữu hạn – được giải quyết qua công cụ số và

phương pháp giải tích để xác định các tham số trong mạch

điện thay thế của MBA. Để giải quyết điều này, từ mô hình

điện từ trường MBA thiết lập ở bước trên, tác giả sẽ tính toán

MBA trong hai chế độ ngắn mạch và không tải để xác định

các giá trị tương ứng với đồng hồ đo trong sơ đồ mạch. Công

cụ số được sử dụng trong bài báo là phần mềm Comsol

Multiphysics [9]. Sau khi phân tích và tính toán bằng phương

pháp phần tử hữu hạn, phương pháp giải tích sẽ được áp dụng

để tìm các tham số cần tìm trong sơ đồ thay thế của MBA.

Thí nghiệm không tải

Thực hiện thí nghiệm không tải để xác định các tham

số của mạch từ rm, xm. Sơ đồ thí nghiệm được thể hiện như

Hình 3.

Đặt vào cuộn sơ cấp điện áp U1 bằng điện áp định mức của

MBA, phía thứ cấp để hở mạch. MBA cũng sẽ được mô phỏng

ở chế độ hở mạch để tính toán các giá trị tương ứng trong sơ

đồ mạch I0, P0, U20 bằng phương pháp phần tử hữu hạn.

t

BrotE

0div B

rotH J

0 r B H

( )0

t t

rotA ArotE + rot E

t

AE grad


Hình 3. Sơ đồ thí nghiệm không tải MBA

Hình 4. Tính toán giải tích xác định tham số

(a) Chế độ không tải; (b) Chế độ ngắn mạch

Dựa vào các giá trị xác định được từ mô hình, áp dụng

tính toán giải tích, các tham số của mạch từ hóa trong sơ

đồ thay thế được xác định (Hình 4a).

Thí nghiệm ngắn mạch

Thực hiện thí nghiệm ngắn mạch để xác định các tham

số của cuộn dây sơ cấp 1r , 1x và cuộn dây thứ cấp '

2r ,'

2x .

Sơ đồ thí nghiệm được thể hiện như Hình 5.

Thí nghiệm ngắn mạch được thực hiện khi nối ngắn

mạch dây quấn thứ cấp, trong khi dây quấn sơ cấp được đặt

vào một điện áp thấp, tăng dần điện áp đến khi dòng điện

trên cuộn sơ cấp có giá trị bằng dòng định mức I1n = I1đm. Mô hình FEM của MBA sẽ được xây dựng ở chế độ ngắn

mạch tương tự như sơ đồ để xác định các giá trị Un, In, Pn.

Hình 5. Sơ đồ thí nghiệm ngắn mạch MBA

Từ các giá trị thu được, áp dụng tính toán giải tích (Hình

4b), các tham số của mạch sơ cấp và thứ cấp quy đổi trong

sơ đồ thay thế sẽ được xác định.

Phần tiếp theo của bài báo, tác giả áp dụng phương pháp

đề xuất để nghiên cứu, tính toán một MBA phân phối cụ

thể trong thực tế.

3. Áp dụng tính toán MBA ABB 86,6/8,66kV

Máy biến áp nghiên cứu là MBA phân phối một pha có

cấp điện áp 86,6/8,66kV, công suất 25MVA, do hãng ABB

sản xuất với mã hiệu VN1246. MBA được làm mát bằng

dầu, cấu tạo gồm 3 phần chính: phần vỏ máy, phần lõi thép

mạch từ và dây quấn [10].

Hình 6. Thiết kế mặt ngoài và mạch từ-cuộn dây của

MBA ABB VN1246

Mạch từ kiểu ba trụ, chiều ngang tổng 2.073 mm, chiều

cao 2.328 mm. Trụ giữa rộng 735mm, cao 1.618 mm, hai

trụ bên rộng 355 mm. Độ dày mạch từ 735 mm.

Hình 7. Mặt cắt sơ đồ quấn dây trong lõi MBA nghiên cứu

Cuộn hạ áp được làm bằng đồng, điện áp định mức 8,66

kV, dòng điện định mức 2.887 A, gồm 54 vòng dây, tiết

diện dây dẫn 727,65 mm2. Cuộn cao áp làm bằng đồng điện

áp định mức 86,6kV, dòng điện định mức 260 A, gồm 600

vòng dây, dây dẫn có tiết diện 62,76 mm2.

Dựa vào thông số cấu hình cụ thể của MBA nghiên cứu,

mô hình của máy sẽ được phân tích và tính toán chi tiết.

MBA ABB VN1246 được vận hành thực tế ở chế độ hạ áp,

cuộn cao áp đóng vai trò cuộn sơ cấp và cuộn hạ áp đóng

vai trò cuộn thứ cấp.

Hình 8. Mô hình hình học và bề mặt cuộn sơ cấp đặt nguồn


Dây quấn trong MBA được quấn kiểu đồng tâm, cuộn

dây hạ áp ở trong và cao áp ở ngoài. Số vòng dây, độ dày

và vị trí tương ứng của các cuộn dây đã được miêu tả chi

tiết ở phần trên. Cuộn dây sơ cấp và thứ cấp được mô hình

hóa là các cuộn dây mỏng với số vòng dây lần lượt là Np

và Ns tương ứng. Lõi sắt của MBA được làm bằng vật liệu

sắt từ với đường đặc tính từ hóa B-H phi tuyến.

Hình 9. Mô hình lưới hóa MBA nghiên cứu

Để giải các phương trình vi phân điện từ trường tương

ứng đã trình bày trong phần 2.2 của bài báo, tác giả sử dụng

phương pháp phần tử hữu hạn, chia nhỏ MBA nghiên cứu

thành các miền nhỏ bằng cách lưới hóa như Hình 9. Mô

hình được phân rã thành 72.325 miền phần tử, số bậc tự do

cần tính toán là 97.780.

Tính toán chế độ không tải

Đặt vào cuộn sơ cấp dòng xoay chiều tần số 50Hz, nguồn

1 86,6 2 sin 100u t kV , cuộn thứ cấp để hở mạch như

Hình 2. Trong tính toán mô phỏng, mô hình phần tử hữu hạn

của MBA phía thứ cấp cũng sẽ được nối với một mạch hở.

Mô hình tính toán theo trục thời gian, Hình 10 biểu diễn

phân bố mật độ dòng điện trên cuộn dây và từ trường chạy

trong mạch từ của MBA nghiên cứu tại thời điểm t=0,0135s.

Ta nhận thấy rằng, dưới tác dụng của dòng sinh ra trong cuộn

sơ cấp, từ thông cảm ứng sinh ra chạy trong mạch từ và đi

xuyên, móc vòng qua cuộn thứ cấp. Từ trường cảm ứng này

sẽ sinh ra dòng điện cảm ứng trên cuộn thứ cấp. Phân bố từ

trường và mật độ dòng điện được tính toán và biểu diễn chi

tiết, cả về phương chiều và độ lớn. Nhận thấy rằng từ trường

cảm ứng xuất hiện trên mạch từ phân bố nhiều ở gần cuộn

dây, đặc biệt tập trung ở phần đỉnh nhọn do đây là phần từ

thông khép vòng với quãng đường ngắn nhất. Điều này hoàn

toàn tương hợp với lý thuyết.

Hình 10. Phân bố điện từ trường trong MBA nghiên cứu ở

chế độ không tải tại t=0,0135s

Phân bố từ trường cảm ứng trong mạch từ được hiển thị

rõ nét ở Hình 11.

Hình 11. Phân bố từ trường trên mặt cắt mạch mạch từ của

MBA nghiên cứu ở chế độ không tải tại t=0,0135s

Các giá trị điện áp, dòng điện và công suất tính toán

được trong chế độ không tải lần lượt là:

Hình 12. Điện áp đặt vào cuộn sơ cấp và điện áp cảm ứng

thu được trên cuộn thứ cấp ở chế độ không tải MBA

Hình 13. Dòng điện trên cuộn sơ cấp và thứ cấp ở

chế độ không tải MBA

Khi hở mạch thứ cấp MBA, dòng điện phía thứ cấp thu

được phải bằng 0. Như vậy kết quả mô phỏng hoàn toàn

phù hợp. Các giá trị xác lập của điện áp, dòng điện và công

suất tính toán được thể hiện ở bảng sau:


Bảng 1. Giá trị xác lập tính toán khi MBA ở chế độ không tải

U20 (kV) I0 (kV) P0 (kW)

8,27 2,91 11,24

Tính toán chế độ ngắn mạch

Mô hình FEM của MBA sẽ được thay đổi điều kiện biên

tương ứng. Lúc này, hai đầu cuộn dây thứ cấp sẽ được nối

tắt bằng cách ghép với mạch ngoài có tổng trở vô cùng bé.

Điện áp đặt vào cuộn sơ cấp sẽ được tăng dần đến khi dòng

điện thu được trên cuộn sơ cấp có giá trị bằng với dòng

điện định mức (288,7A).

Hình 14. Phân bố điện từ trường trong MBA nghiên cứu ở

chế độ ngắn mạch tại t=0,0135s

Điện áp đặt vào cuộn sơ cấp và điện áp cảm ứng trên

cuộn thứ cấp thu được là:

Hình 15. Điện áp trên cuộn sơ cấp và thứ cấp của

MBA ở chế độ ngắn mạch

Hình 16. Điện áp trên cuộn thứ cấp của

MBA ở chế độ ngắn mạch

Điện áp thứ cấp gần như bằng 0, giá trị này không mượt

mà có độ nhiễu (Hình 16). Điều này có thể được giải thích

do việc tính toán số học của các phép lặp có những sai số

nhất định. Tuy nhiên, dao động biên độ của giá trị điện áp

này không lớn và giá trị trung bình xấp xỉ bằng 0.

Các giá trị xác lập của điện áp, dòng điện và công suất

tính toán được thể hiện ở Bảng 2.

Bảng 2. Giá trị xác lập tính toán khi MBA ở chế độ ngắn mạch

Un (kV) In (kV) Pn (kW)

8,49 288,02 127,63


Sau khi tính toán bằng phương pháp phần tử hữu hạn

MBA nghiên cứu ở hai chế độ không tải và ngắn mạch, ta

thu được mật độ dòng điện trên cuộn dây sơ và thứ cấp, cũng

như phân bố từ thông trên mạch từ của MBA. Để xác lập mô

hình và phương pháp, tác giả sẽ so sánh kết quả mô phỏng

thu được với các giá trị đo đạc do nhà sản xuất cung cấp [10].

Bảng 3. So sánh kết quả tính toán và kết quả đo đạc của MBA

Chế độ không tải Chế độ ngắn mạch

Mô

phỏng

Thực

nghiệm

Sai

số %

Mô

phỏng

Thực

nghiệm

Sai số

%

U20(kV) 8,27 8,66 4,50 Un(kV) 7,56 8,55 11,57

I0(A) 2,91 3,10 6,19 In(A) 288,02 288,7 0,24

P0(kW) 11,24 11,75 4,34 Pn(kW) 121,41 128,6 5,59

Qua bảng so sánh, ta thu được sai số giữa mô hình mô

phỏng và kết quả đo từ nhà sản xuất ở các giá trị điển hình

của hai chế độ. Với chế độ không tải, sai số lớn nhất là

6,19% tương ứng với dòng điện không tải. Các giá trị khác

là điện áp không tải U20 và công suất không tải P0 sai số chỉ

xấp xỉ 4%. Tuy nhiên, sai số biến động nhiều khi tính toán

mô hình ở chế độ ngắn mạch. Sai số nhỏ nhất và lớn nhất

đều tập trung ở chế độ này. Sai số nhỏ nhất tương ứng với

dòng điện ngắn mạch In và lớn nhất tương ứng với điện áp

ngắn mạch Un. Thực tế, sai số vô cùng nhỏ tương ứng với

In là hợp lý. Do ở chế độ này, điều kiện đầu vào là điện áp

đặt vào cuộn sơ cấp tăng dần cho đến khi dòng điện chạy

trên cuộn sơ cấp có giá trị bằng định mức thì dừng lại. Tuy

nhiên, điều đáng tiếc là điện áp ngắn mạch thu được lại có

một sai số đáng kể (11,57%) với điện áp ngắn mạch cung

cấp bởi nhà sản xuất. Điều này được giải thích bởi mô hình

mô phỏng dù chi tiết đến đâu cũng dựa trên các hàm xấp xỉ

nên luôn có một sai số nhất định với thực tế.

Từ kết quả mô phỏng, kết hợp với chuỗi giải tích trình

bày như Hình 4, các thông số của mạch điện thay thế hình

T của MBA nghiên cứu sẽ được xác định.

00 12

0

1327,33m m m

Pr r r r r

I

10

0

29759,45dmm m

UZ Z Z

I

2 20 0 0 29729,83m mx Z r x x

26,25nn

n

UZ

I

21,46n

nn

Pr

I


'1 2 0,73

2nrr r

2 2 26,21n n nx Z r

'1 2 13,11

2nx

x x

Hình 17. Mạch điện thay thế hình T của MBA nghiên cứu

5. Kết luận

Bài báo trình bày hai mục tiêu nghiên cứu: tính toán

điện từ trường phân bố và đề xuất phương pháp xác định

tham số của mạch điện thay thế hình T của MBA không

qua đo đạc. Mối quan hệ điện từ trường trong MBA được

mô tả bằng các phương trình Maxwell. Việc áp dụng và

giải các phương trình vi phân này bằng phương pháp giải

tích là vô cùng khó, do đó bài báo đã đề xuất tính toán theo

phương pháp phần tử hữu hạn bằng công cụ số Comsol

Multiphysics. Phương pháp nghiên cứu đã được áp dụng

vào tính toán một MBA phân phối thực tế do ABB sản xuất.

Phân bố điện từ trường trong cuộn dây và mạch từ của

MBA được tính toán chi tiết ở hai chế độ không tải và ngắn

mạch. Sự phân bố về mật độ cũng như chiều dịch chuyển

của điện từ trường trong các cuộn dây và mạch từ của MBA

trong các chế độ nghiên cứu khác nhau, cùng với các kết

quả tính toán được về điện áp và dòng điện cảm ứng, đều

tương hợp với lý thuyết. Dựa vào kết quả tính toán MBA ở

chế độ không tải và ngắn mạch, mạch điện thay thế hình T

của MBA được thành lập. Các kết quả tính toán điển hình

ở hai chế độ này cũng đã được so sánh với kết quả đo đạc

cung cấp bởi nhà sản xuất để kiểm chứng mô hình. Việc

xây dựng mô hình FEM của một MBA trong không gian

ba chiều có ý nghĩa trong việc xác định phân bố điện từ

trường trong máy. Điều này sẽ giúp ích cho việc nghiên

cứu phân bố nhiệt và tổn thất trong quá trình thiết kế và chế

tạo MBA nói riêng và máy điện nói chung

Lời cảm ơn

Tác giả gửi lời cảm ơn trân trọng tới TS. Nguyễn Xuân

Hòa, chuyên gia máy biến áp của Công ty ABB Việt Nam

đã giúp đỡ về mặt số liệu trong quá trình thực hiện nghiên

cứu này.


[1] Guemes Alonso, JosC Antonio, A New Method for Calculating of

Leakage Reactances and Iron Losses in Transformers, Electrical Machines and Systems, 2001, ICEMS 2001. Proceedings of the Fifth

International Conference.

[2] T. R. Specht, L. B. Rademacher, H. R. Moore, Measurement or Iron

and Copper Losses in Transformers, Transactions of the American

Institute of Electrical Engineers, Part III: Power Apparatus and Systems, August 1958.

[3] Themistoklis D. Kefalas; Antonios G. Kladas, Reduction of cost and

losses of transformers by using composite magnetic cores, 2014

International Conference on Electrical Machines (ICEM).

[4] M. Bagheri, A. Subraman, S. Bhandari, S. Chandar, S. Nadarajan,

A. K. Gupta, S. K. Panda, Thermal Prognosis of Dry-type

Transformer: Simulation Study on Load and Ambient Temperature Impacts, IECON 2015-41st Annual Conference of the IEEE

Industrial Electronics Society.

[5] C. P. Steinmetz, Theory and Calculation of Alternating Current

Phenomena, McGraw Library, 1897.

[6] Vũ Gia Hanh, Trần Khánh Hà, Phan Tử Thụ, Máy điện 1, NXB Khoa

học kỹ thuật, 1998.

[7] Joseph A. Edminister, Theory and Problems of Electromagnetics,

Schaum’s outline series McGraw-Hill, 1993.

[8] N. Ida, J. P. A. Bastos, Electromagnetics and Calculation of Fields,

Springer-Verlag New York, 1999.

[9] “Comsol Multiphysics User’s Guide”, This documentation and the

programs described here are furnished under the Comsol Software License, 5/2012.

[10] ABB Ltd., Test report No. VN1246, Applied Standards IEC 60076,

date of issue 07/2016.


http://ieeexplore.ieee.org/search/searchresult.jsp?searchWithin=%22Authors%22:.QT.Themistoklis%20D.%20Kefalas.QT.&newsearch=true

http://ieeexplore.ieee.org/search/searchresult.jsp?searchWithin=%22Authors%22:.QT.Antonios%20G.%20Kladas.QT.&newsearch=true

http://ieeexplore.ieee.org/xpl/mostRecentIssue.jsp?punumber=6945619

http://ieeexplore.ieee.org/xpl/mostRecentIssue.jsp?punumber=6945619


NGHIÊN CỨU THIẾT KẾ HỆ THỐNG GIÁM SÁT – ĐIỀU KHIỂN TỪ XA CHO

LƯỚI PHÂN PHỐI ĐIỆN HẠ ÁP

REASEARCH AND DESIGN REMOTE MORNITORING – CONTROL SYSTEMS FOR

LOWER VOLTAGE DISTRIBUTION GRID

Lê Xuân Sanh, Trần Vũ Kiên

Trường Đại học Điện lực; [email protected], [email protected]

Tóm tắt - Cùng với sự phát triển của khoa học và công nghệ, các công ty điện lực đang từng bước ứng dụng nhiều thành tựu của kỹ thuật điện tử, thông tin, máy tính, điều khiển, v.v… nhằm hiện đại hóa lưới điện. Lưới điện phân phối có ảnh hưởng lớn đến chất lượng điện năng của khách hàng và hiệu quả kinh doanh nên các trạm biến áp phân phối và tủ hạ áp trung gian cần được tự động hóa giám sát, đo lường từ xa. Bài báo giới thiệu kết quả nghiên cứu, chế tạo tủ phân phối hạ áp, có thể điều khiển việc đóng cắt, giám sát các thông số của lưới điện, quản lý điện năng từ xa nhằm đảm bảo cho hệ thống điện vận hành an toàn, tối ưu, kinh tế và cung cấp điện cho khách hàng với độ tin cậy cao, chất lượng điện năng được nâng cao.

Abstract - Along with the development of science and technology, the power company is gradually applying many achievements of electronic, information, computer, control technologies, etc to modernize the power grid. Power distribution grids have a great impact on the customer's power quality and business performance, so distribution substations, intermediate low voltage cabinets need to be automated, remotely monitored. This article is the result of the research and fabrication of low voltage distribution cabinets which can remotely control the switching, monitor of grid parameters, manage power to ensure the power system safe, economical, reliable operation and provide customers with high reliability, quality of power supply.

Từ khóa - đo lường giám sát hạ áp; hệ thống quản lý điện năng; lưới điện phân phối; tủ phân phối; tự động hóa lưới điện phân phối.

Key words - automation distribution; distribution cabinets; distribution grid; measurement and monitoring low voltage grid; power management systems.


Hiện nay, lưới điện phân phối hạ áp được các công ty

điện lực lắp đặt các thiết bị đóng cắt (aptomat) thao tác

bằng tay và thực hiện tại chỗ, nhà quản lý điện chưa kiểm

soát được tình hình mất điện, nếu xảy ra sự cố thì phải mất

nhiều thời gian mới có thể cung cấp điện trở lại cho khách

hàng. Hệ thống đo đếm điện năng đang từng bước được

chuyển từ thế hệ công tơ cơ sang công tơ điện tử, tuy nhiên,

vấn đề đồng bộ chốt chỉ số các khách hàng và của cả trạm

biến áp chưa được thực hiện tốt, dẫn đến chưa đánh giá

chuẩn xác tổn thất điện năng của trạm biến áp, chưa xây

dựng được đồ thị phụ tải theo thời gian thực.

Đứng trước thách thức đó, nhóm tác giả đã nghiên

cứu, chế tạo tủ phân phối hạ áp với các chức năng: Tự

động thu thập và giám sát số liệu (các tham số dòng, áp,

công suất, hệ số công suất và điện năng); giám sát trạng

thái các thiết bị đóng cắt; điều khiển đóng cắt từ xa với

thời gian thực. Kết quả này sẽ giúp nâng cao độ tin cậy

cung cấp điện, nâng cao chất lượng điện năng, giảm chỉ

số SAIDI và SAIFI, giảm nhân công vận hành, xác định

chính xác tổn thất tại từng thời điểm hay trong một

khoảng thời gian.

2. Xây dựng mô hình giám sát và điều khiển

2.1. Cấu trúc hệ thống

Với tình hình vận hành thực tế hiện nay, hệ thống được

chia làm 3 tầng (Hình 1): Tầng trên cùng là tầng trạm chủ

(quản lý, giám sát và điều khiển), tầng giữa là truyền thông,

dưới cùng là cấp hiện trường. Trong đó, trạm chủ bao gồm

máy chủ số liệu, máy chủ backup, màn hình giám sát, máy

in và các thiết bị ngoại vi; tầng truyền thông đối với các

trạm phân phối, với bán kính quản lý không xa nên đơn

giản, thường sử dụng truyền thông internet (có dây); tầng

hiện trường bao gồm các cảm biến, các phần tử đo lường

(biến dòng điện, biến điện áp, đồng hồ đo công suất tác

dụng, phản kháng) và các phần tử đóng cắt (aptomat có thể

đóng cắt từ xa). Chức năng cụ thể của mỗi tầng như sau:

Hình 1. Mô hình giám sát và điều khiển tủ phân phối

- Cấp hiện trường: Không chỉ cho phép thu thập dữ liệu

(đo lường các thông số điện, môi trường, trạng thái thiết bị

v.v…) và truyền về trung tâm, mà còn nhận lệnh từ trung

tâm thực thi các điều khiển đóng, cắt điện. Ngoài ra, hệ

thống sẽ tự động vận hành theo các kịch bản điều khiển đã

được cài đặt trước đó.

- Truyền thông: Sử dụng môi trường truyền dẫn Internet

có dây với hai giao thức truyền thông http và mqtt nhằm

đạt yêu cầu truyền dẫn ổn định, bảo mật cao.

- Trung tâm giám sát và điều khiển: Giám sát các tham

số từ cấp hiện trường gửi về, cho phép thiết lập và điều

khiển đến các thiết bị đóng cắt; thực hiện các chức năng

khác như thống kê lưu trữ, cảnh báo.


72 Lê Xuân Sanh, Trần Vũ Kiên

2.2. Thiết kế phần cứng

Chức năng của tủ phân phối hạ áp bao gồm: Thực hiện

đóng cắt từ xa mạch chính và các phân nhánh (aptomat tổng

và nhánh); giám sát các thông số (dòng các pha, điện áp,

chỉ số công suất tức thời và trong một khoảng thời gian),

nên được thiết kế cụ thể như sau:

Cấp hiện trường:

Hình 2 trình bày sơ đồ khối chức năng của thiết bị tại

trạm của tủ phân phối, bao gồm:

Phần tử đo lường điện: Là các phần tử đo lường điện

tử, có khả năng đo các tham số U, I, P, Q, f, cosφ, năng

lượng tiêu thụ, v.v... và gửi dữ liệu đo lường đến RTU qua

chuẩn RS485 được thiết lập tại trạm. Nhóm tác giả lựa chọn

sử dụng thiết bị: công tơ điện tử 3 pha gián tiếp do Trường

Đại học Điện lực sản xuất, tham số công tơ là 220V, 40-

100 A, 50 Hz, 3.600 xung/kWh và 3.600 xung/kVArh; sử

dụng biến dòng BI với tỷ số biến 600/5).

Phần tử đóng cắt: Nhiệm vụ đóng cắt các mạch động

lực, ngoài khả năng tự động cắt khi có sự cố (quá dòng hay

các chức năng cao hơn của aptomat), cắt bằng tay, thiết bị

còn có thể thực hiện đóng cắt từ xa, tự lên dây cót sau mỗi

lần đóng cắt. Thiết kế tủ với mạch tổng có dòng định mức

600 A, gồm 3 xuất tuyến. Dựa vào các yêu cầu trên, lựa

chọn aptomat của hãng Schneider với các mã sau:

MT400/630 - NSX630N và MT100/160 - NSX160B.

Phần tử đo lường khác (nâng cao): Có thể lắp đặt cho hệ

thống các tham số nâng cao như các cảm biến đo nhiệt độ,

độ ẩm, cảm biến cháy khói và cảm biến phát hiện đột nhập

tủ tại hiện trường để có quyết sách vận hành phù hợp.

Phần tử thu thập và truyền thông tại tủ phân phối

(RTU): RTU làm nhiệm vụ thu thập các thông số tại hiện

trường (từ các phần tử đo lường, đóng cắt) và chấp hành

các lệnh từ trung tâm điều khiển [1]. Hình 3 mô tả chức

năng của RTU.

RTU được thiết kế bao gồm bộ xử lý trung tâm, các đầu

vào/ra số, tương tự, các mô-đun truyền thông. Bộ xử lý

trung tâm sẽ thu thập các thông số trực tiếp từ các đầu vào

số, tương tự qua cổng RS485 chuẩn Modbus nối với thiết

bị ngoại vi. Dựa vào yêu cầu cụ thể, RTU sẽ được lập trình

theo kịch bản đặt trước để giám sát điều khiển tại trạm,

đồng thời thiết bị cũng chuyển các thông tin đến trung tâm

quản lý vận hành qua mô-đun truyền thông GSM, Ethernet

[2]. Sơ đồ khối bộ xử lý trung tâm có cấu tạo như Hình 4.

Khối nguồn: Khối nguồn (DC/DC) (Hình 5) có

nhiệm vụ chuyển đổi điện DC đầu vào/ra các mức điện

áp +5 V, 3,3 V, 2,5 V cung cấp cho bộ xử lý trung tâm,

các mạch đầu vào, đầu ra, truyền thông. Nguồn 5V/3A

dùng IC nguồn chuyển mạch điện tử switching

LM2576HV với điện áp vào 12-60 VDC [3]. Để thiết bị

hoạt động liền mạch, ổn định thì nguồn cung cấp phải

dùng hai nguồn song song (một chạy, một dự phòng),

khi mất điện hoặc hỏng cả hai nguồn thì thiết bị sẽ dùng

ắc quy dự phòng, đồng thời cảnh báo hỏng nguồn hay ắc

quy yếu để kịp thời thay thế.

Khối vi xử lý của RTU: Khối này có thể dùng các họ

vi điều khiển ARM Cortex với tốc độ xử lý nhanh [3].

Tuy nhiên, các mô-đun của RTU và các mô-đun điều

khiển nhỏ có thể chỉ cần sử dụng bộ vi xử lý

PIC18F46K22 hoạt động được tối đa 64 MHz xung nhịp.

Cấu hình cơ bản của khối như sau: 64Kbyte bộ nhớ

chương trình; 3.896 Byte RAM bộ nhớ trong; 1.024 Byte

bộ nhớ EEPROM; 10 bit ADC với 30 kênh; hỗ trợ các

chuẩn giao tiếp SPI, I2C, RS232. Ngoài ra, có thể mở

rộng bộ nhớ lưu trữ bằng thẻ nhớ lên đến 32 Gb nhằm

đảm bảo lưu các thông tin dữ liệu trong thời gian dài. Sơ

đồ nguyên lý của khối vi xử lý được mô tả trên Hình 6.

Khối đầu vào và đầu ra tín hiệu số: Khối đầu vào tín hiệu

số gồm 16 đầu vào được cách ly quang và bảo vệ quá áp. Khối

đầu ra số được nối với rơ le cách ly hoàn toàn với mạch đo

lường giám sát, U23 IC 74HC595 chốt dữ liệu đầu ra số,

ULN2803 khuếch đại dòng để đóng, cắt 8 rơ le, tiếp điểm đầu

ra rơ le có dòng lớn 5A/125VDC, 8A/220VAC phù hợp cho

việc đóng, cắt gián tiếp các máy cắt hay aptomat có điều khiển.

Hình 4. Sơ đồ khối thiết bị RTU

Hình 5. Sơ đồ nguyên lý khối nguồn

Phần tử thu thập và truyền thông dữ liệu

Phần tử khác

(nhiệt độ, độ ẩm,

cháy, khói, đột nhập)

Phần tử

đóng cắt

Phần tử đo

lường

Hình 2. Sơ đồ khối chức năng thiết bị tự động hóa tại tủ

phân phối

Khối đầu ra

tương tự

Khối đầu ra số

Khối truyền

thông

Khối

MCU

Khối Led hiển

thị

Khối đầu vào

tương tự

Khối đầu vào

số

Khối nguồn

Hình 3. Sơ đồ chức năng thiết bị RTU


Truyền thông:

Sử dụng truyền thông qua mạng Internet để truyền

thông từ RTU lên Cloud, dùng giao tiếp truyền thông

RS232, RS485 để giao tiếp với các phần tử đo lường, đóng

cắt của hệ thống và việc truyền dẫn dữ liệu hoàn toàn được

thực hiện theo chuẩn truyền thông công nghiệp MODBUS.

Dựa trên các giao diện đơn giản của RS232, RS485, các

bản tin được định dạng và mã hóa theo chuẩn MODBUS-

RTU. MODBUS-RTU là giao thức truyền thông công

nghiệp, là một hệ thống “chủ - tớ”, “chủ” được kết nối với

một hay nhiều “tớ”. Ở đây, “chủ” là thiết bị RTU, “tớ” là

các thiết bị hiện trường (phần tử đo lường, đóng cắt), tất cả

được kết nối với mạng trong cấu hình multi-drop [4]. Khi

chủ MODBUS RTU muốn có thông tin từ thiết bị, chủ sẽ

gửi một thông điệp địa chỉ tới thiết bị cần lấy dữ liệu.

Giao tiếp Ethernet qua mạng Internet được thiết kế trên

mô-đun Ethernet dùng vi điều khiển PIC18F67J60 được tích

hợp sẵn chuẩn Ethernet bên trong. Đây là một giải pháp kết

nối hoàn chỉnh, bao gồm cả mô-đun Media Access Control

(MAC) và Physical Layer transceiver (PHY). Mô-đun

Ethernet đáp ứng tất cả các chuẩn IEEE 802.3 cho kết nối 10-

BaseT cáp đôi xoắn, mô-đun Ethernet sau chế tạo như Hình 7.

Giải pháp đồng bộ thời gian GPS cho hệ thống: Thiết bị

RTU sẽ tự động thu thập số liệu từ vệ tinh GPS để đồng bộ

thời gian (giờ, phút, giây). Từ đó có thể cảnh báo sớm sự cố,

tăng tính an toàn vận hành của trạm biến áp trên diện rộng.

Trạm chủ: Trạm chủ được xây dựng dựa trên các yêu

cầu của hệ thống: Gồm một máy chủ web (web server), một

máy lưu dự phòng (backup server), ngoài ra trong hệ thống

sẽ có thêm các máy tính client để theo dõi, giám sát và điều

khiển hệ thống qua Internet. Các máy chủ hoạt động liên

tục, không bị gián đoạn, đòi hỏi tính sẵn sàng phải cao, do

vậy cần nguồn cung cấp điện ổn định, đường truyền

Internet có độ tin cậy cao.

2.3. Thiết kế phần mềm

Phần mềm máy tính được thiết kế đảm bảo các tính năng

quản lý và giám sát như đã trình bày ở trên. Để đảm bảo

những yêu cầu đó, phần mềm phải đáp ứng các tiêu chí sau:

Dễ sử dụng, dễ học, dễ thao tác, giao diện trực quan, đáp ứng

nhanh, đầy đủ các chức năng theo yêu cầu và có tính bảo mật

cao. Từ đó, người vận hành tại trung tâm điều khiển có thể

giám sát và điều khiển được hệ thống một cách thuận tiện.

Các chức năng chính của phần mềm như Hình 8 [4, 5].

Thu thập và xử lý số liệu:

Phần mềm thu nhận tất cả dữ liệu từ các tủ phân phối

gửi về, sau đó tính toán và xử lý để lưu vào cơ sở dữ liệu

(CSDL). Dữ liệu được truyền và nhận dưới dạng các bản

tin đã được mã hóa. Bản tin truyền được phân thành 3 loại

chính sau: Bản tin thiết lập, bản tin điều khiển đóng cắt và

bản tin cập nhật trạng thái.

Phần mềm thu thập và xử lý số liệu được thiết kế dựa

trên giao diện socket, sử dụng ngôn ngữ lập trình JAVA và

thiết kế web với các công cụ HTML, CSS [5]. Lưu đồ thuật

toán cho chương trình được mô tả trên Hình 9.

Trong lưu đồ, quá trình hoạt động của phần mềm được

mô tả như sau:

Đầu tiên, sever “lắng nghe” các bản tin thiết lập từ các

client gửi đến qua số hiệu cổng của socket mà nó đã được

công bố sử dụng (có thể nhận dữ liệu được gửi đến từ nhiều

client cùng một lúc). Khi nhận được một bản tin bất kì,

server sẽ lần lượt kiểm tra xem đó là bản tin dữ liệu thu thập

hay bản tin cấu hình. Nếu là bản tin dữ liệu thu thập từ các

client server bóc tách, nó sẽ giải mã bản tin nhận được. Cuối

cùng, dữ liệu sẽ được lưu trữ vào CSDL (nhánh 1). Nếu là

bản tin cấu hình xuống cho công tơ, nó sẽ thực hiện gửi và

Hình 6. Sơ đồ nguyên lý khối xử lý trung tâm

Hình 7. Hình ảnh mô-đun Ethernet sau sản xuất

Thu thập, xử lý số

liệu Cơ sở dữ liệu Website

giám sát

Dữ liệu

tài

khoản

phân

quyền

Dữ liệu

thông

tin các

tủ đóng

cắt hạ áp

Dữ liệu

công tơ

điện tử

tại tủ

Dữ liệu

đóng cắt

aptomat

Đọc

lệnh

điều

khiển từ

server

Thu

thập dữ

liệu từ

tủ

Quản lý

đăng

nhập tài

khoản

Quản lý

giám

sát theo

dõi

Thiết

lập điều

khiển tủ

Xuất

báo cáo

thống

kê

Hình 8. Sơ đồ chức năng phần mềm hệ thống

74 Lê Xuân Sanh, Trần Vũ Kiên

kiểm tra xem bản tin cấu hình đã được gửi thành công chưa,

nếu chưa thành công nó sẽ thực hiện gửi lại, đến khi thành

công thì lưu lại thông tin cấu hình này (nhánh 2).

Phía Client: Tại tủ phân phối, bộ trung tâm điều khiển

RTU được lập trình theo một chương trình vận hành thông

minh. Chương trình tự động đo đạc và giám sát các thông

số tại trạm, sau đó truyền các bản tin lên server. Bản tin

truyền đi chứa các thông tin bao gồm: Thông tin nhà trạm,

các thông số điện (như U, I, P, f) và trạng thái các aptomat.

Cơ sở dữ liệu (CSDL):

Hoạt động cơ bản của CSDL bao gồm quản lý và truy

vấn. Lựa chọn sử dụng phần mềm HeidiSQL_9.3 để quản

lý và sử dụng ngôn ngữ Java, MySQL để viết chương trình

truy xuất dữ liệu. Cụ thể, CSDL quản lý các phần sau: Dữ

liệu tài khoản phân quyền; dữ liệu thông tin các tủ đóng cắt

hạ áp; dữ liệu thông số đo của từng ID, từng công tơ của

mỗi tủ đóng cắt; dữ liệu đóng cắt aptomat.

Giám sát:

Với mục tiêu giám sát các thông số của tủ, của công tơ

và điều khiển thiết lập từ xa qua Internet, người vận hành

chỉ có thể thực hiện được các chức năng này khi có quyền

truy cập vào hệ thống. Trong giao diện website có nhiều

giao diện chức năng khác nhau, hỗ trợ người giám sát thao

tác và làm việc thuận tiện, bao gồm các giao diện chức năng

chính sau: Đăng nhập tài khoản; giám sát theo dõi; thiết lập

điều khiển (Hình 10).

Quản lý quyền đăng nhập hệ thống: Hệ thống phân

quyền cho người sử dụng bao gồm 2 loại: Quyền giám sát

theo dõi; quyền điều khiển thiết lập thông số cài đặt. Chức

năng phân quyền có rất nhiều tác dụng trong công tác quản

lý nói chung và vận hành trạm nói riêng.

Hình 10. Hình ảnh sau khi đưa tủ vào thử nghiệm

Giao diện người máy (Human machine interface -

HMI): Tại máy điều khiển trung tâm của hệ thống cung cấp

giao diện cho việc giám sát và điều khiển hệ thống. Giao

diện này được xây dựng tương đồng với bản thiết kế của sơ

đồ truyền thông và sơ đồ mạch lực, đơn giản cho việc theo

dõi hoạt động và thân thiện với người dùng, bao gồm:

+ Vùng thông tin chung: Thông tin hệ thống chỉ ra

ngày, tháng hiện thời. Thông tin này cho phép truy cập tới

cửa sổ đăng nhập điều hành, hiển thị tên của người trực và

thông tin này luôn được ẩn.

+ Banner cảnh báo: Hiển thị những cảnh báo mới nhất

được thiết lập thông qua việc cài đặt và không phụ thuộc

vào người trực/điều hành hệ thống. Một thanh cuộn được

dùng để xem các loại cảnh báo khác.

+ Giao diện sơ đồ mạch lực được thiết kế dạng sơ đồ một

sợi để hiển thị trực quan và cung cấp các thông tin hoạt động

của hệ thống. Trên giao diện có thể lựa chọn đối tượng để

xem thông tin (thông số vận hành, trạng thái đóng/cắt) chi

tiết của từng phần tử trong hệ thống. Bên cạnh đó còn quy

ước về màu sắc hiển thị, giúp người vận hành dễ dàng giám

sát và xác định tình trạng thiết bị hay toàn hệ thống.

+ Gửi lệnh: Hệ thống xây dựng có chức năng tự động

điều khiển các thiết bị thông qua các tham số đặt trước. Nó

b) Giao diện đăng nhập và sơ đồ mạch lực

a) Tủ phân phối hoàn thiện và sơ đồ đấu nối

c) Giao diện giám sát, thiết lập và điều khiển

Hình 9. Lưu đồ thuật toán phần mềm thu thập dữ liệu

Nghe bản tin từ

công tơ?

Có bản tin cấu hình

mới trong CSDL?

Gửi thành công?

Đúng

Sai

Sai

Bắt đầu

Server mở rộng

Socket

Thiết lập đường truyền giữa Server và công tơ

Đúng

Phân tích bản tin, tách

đường truyền dữ liệu

Gửi bản tin cấu

hình xuống công

tơ

Ghi dữ liệu đã xử lý vào cơ CSDL

Kết thúc

Sai

Đúng


cũng cho phép người trực/vận hành thao tác tới các thiết bị

thông qua việc gửi lệnh. Đối với mỗi thiết bị được lựa chọn

điều khiển, sẽ có một cửa sổ cho phép gửi lệnh điều khiển

tới thiết bị đó. Các cửa sổ kiểu này cho phép xem thông tin

chi tiết về một thiết bị điện được lựa chọn như: Thông tin

về trạng thái thiết bị; các lệnh điều khiển thiết bị; thông tin

về đo lường; cửa sổ giám sát đo lường.

+ Xem sự kiện, cảnh báo, báo cáo: Các cảnh báo có thể

xem trên thanh cuộn hoặc lựa chọn để xem chi tiết hơn dưới

dạng cửa sổ. Có thể lựa chọn để xem các loại cảnh báo như:

Mức cảnh báo ưu tiên; cảnh báo theo loại hình giám sát (dòng,

áp, trạng thái thiết bị). Tương tự, các sự kiện trong hệ thống

cũng được lưu trữ và cho phép xem lại hoặc lập báo cáo.

+ Hiển thị biểu đồ, đồ thị: Hiển thị biểu đồ, đồ thị được

xuất hiện khi người vận hành muốn quan sát sự biến đổi của

lưới điện ở các tuyến, nhánh, thiết bị được lựa chọn (tùy theo

yêu cầu của hệ thống), hay để đánh giá thống kê phụ tải ở

các thời điểm khác nhau (biểu đồ phụ tải ở các pha tại các

thời điểm khác nhau), hoặc đánh giá mất cân bằng pha.

3. Kết luận

Kết quả của quá trình nghiên cứu và lắp đặt, tủ phân

phối được hoàn thiện để thử nghiệm vận hành (tại Trung

tâm ART, Trường Đại học Điện lực) vào tháng 6/2017. Sau

thời gian thử nghiệm, tủ đã đáp ứng được các yêu cầu đặt

ra, giúp người vận hành giám sát các thông số của lưới điện,

dễ dàng lập các biểu đồ phụ tải, điều khiển từ xa việc đóng/

cắt các mạch điện, kịp thời phát hiện khi có sự cố để tìm

cách cấp điện lại cho phụ tải. Do vậy, việc lắp đặt tủ tự

động phân phối giúp nâng cao độ tin cậy cung cấp điện,

nâng cao chất lượng điện năng, an toàn, giảm thời gian mất

điện của khách hàng (giảm chỉ số SAIDI, SAIFI), đồng thời

nâng cao tính kinh tế trong vận hành.


[1] A. G. Phadke, “Synchronized Phasor Measurements in Power Systems”, IEEE Computer Applications in Power, Vol. 6, Issue 2, 1993, pp. 10-15.

[2] J.G. Proakis, Digital Communications, McGraw-Hill, Newyork, 1995.

[3] Helsinki, Ageing and life prediction, Helge Palmen CEEES

Helsinki, 2008.

[4] schneider-electric.com; abb.com; siemens.com; microchip.com;

analog.com; st.com; ti.com; atmel.com. analog.com.

[5] Venkata Chaluvadi, Accelerated Life Testing of Electronic Revenue

Meters, Clemson University Tiger Print, 2008.


76 Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Anh Tú, Lê Lý Thùy Trâm

PHÂN LẬP VÀ TUYỂN CHỌN CHỦNG VI KHUẨN LACTIC ỨNG DỤNG

Ủ CHUA BÃ ĐẬU NÀNH LÀM THỨC ĂN CHĂN NUÔI

ISOLATION AND SCREENING OF LACTIC ACID BACTERIA USING SOYBEAN-

RESIDUE FERMENTATION FOR ANIMAL FEED

Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Anh Tú, Lê Lý Thùy Trâm

Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Nghiên cứu này nhằm mục đích phân lập các chủng Lactobacillus spp. có thể lên men bã đậu nành ở nhiệt độ bình thường nhằm tạo nguồn thức ăn chăn nuôi giàu probiotic. Trong nghiên cứu này, nhóm tác giả đã tuyển chọn được 3 chủng Lactobacillus lên men đồng hình từ các nguồn mẫu khác nhau tại chợ Hòa Khánh, Đà Nẵng, có khả năng sinh axit lactic cao gồm chủng L4 2,06±0,96 (mg/ml), L3 2,10±0,52 (mg/ml) và D1 2,03±0,34 (mg/ml), sinh trưởng tốt ở nhiệt độ 35 - 40°C, có thể phát triển trên cả môi trường axit (pH = 3,5), môi trường kiềm (pH = 9,5), phát triển tốt nhất ở pH 6 - 6,5 và môi trường có nồng độ muối cao 5%, có khả năng ức chế mạnh các chủng vi khuẩn gram âm Escherichia coli và Salmonella typhi (ĐKVVK ≥ 21mm). Bước đầu thử nghiệm ủ chua bã đậu nành (pH = 5,46 - 5,57), sau 3 ngày pH giảm còn 3,23 - 3,65, hàm lượng axit lactic trên nguồn bã đậu nành lần lượt với chủng D1 là 0,756 mg/ml, chủng L3 0,821mg/ml.

Abstract - This study aims to isolate Lactobacillus spp. strains that are able to ferment soybean residue at normal temperature to produce probiotic-rich animal feed. Three Lactobacillus spp. strains are isolated from different samples at Hoa Khanh market in Da Nang city. All isolated strains produce a large amount of lactic acid: 2.06 ± 0.96 mg / ml (L4 strain), 2.10 ± 0.52 mg / ml (L3 strain) and 2.03 ± 0.34 mg /ml (D1 strain), growing well at 35 - 40°C, at the high salt concentration of 5%, in the wide range of pH from 3.5 – 9.5 and strongly inhibiting the growth of Escherichia coli and Salmonella typhi. They can grow on soybean residue material and reduce pH to 3.23 - 3.65 after 3 days with the acid lactic produced from D1 and L3 strains of 0.756mg/ml and 0.821mg/ml, respectively.

Từ khóa - lactobacillus; thức ăn chăn nuôi; bã đậu nành; probiotic; kháng khuẩn.

Key words - lactobacillus; animal feed; soybean residue; probiotic; anti-bacteria.


Trong nông nghiệp, vi khuẩn lactic được sử dụng để ủ

chua thức ăn gia súc cho mục đích bảo quản và làm tăng giá

trị dinh dưỡng [1]. Hiện nay, tại Việt Nam chế phẩm sinh học

chứa vi khuẩn lactic chủ yếu được nhập khẩu với chi phí cao.

Bã đậu nành thu được sau quá trình sản xuất đậu khuôn còn

chứa hàm lượng chất khô (protein, chất xơ, đường) cao. Đây là

môi trường lý tưởng cho nhiều vi sinh vật gây bệnh và nấm mốc

phát triển, nên khi bổ sung bã đậu nành làm thức ăn chăn nuôi

khiến vật nuôi dễ bị đầy hơi, khó tiêu [2]. Do vậy, việc ủ chua

bã đậu nành bằng chủng lactic vừa tạo ra nguồn thực phẩm dễ

tiêu hóa, vừa giúp bổ sung nguồn lợi khuẩn đường ruột.

Trong quá trình sinh sản vô tính của vi khuẩn lactic có

thể xảy ra hiện tượng đột biến, dẫn đến việc di truyền lại

cho thế hệ sau hoặc sai sót từ quá trình phân chia tế bào và

tác động của điều kiện môi trường sống khác nhau nên sẽ

dẫn đến sự sai khác và đa dạng trong kiểu gen cũng như

kiểu hình của cùng các chủng vi khuẩn lactic [3]. Vì thế, sẽ

tạo ra những dòng thích nghi tốt trong điều kiện về nguồn

cacbon, địa lý khác nhau, và đây chính là những dòng rất

có ý nghĩa trong nghiên cứu cũng như ứng dụng các chủng

vi khuẩn lactic tạo ra các sản phẩm probiotic thích hợp cho

chăn nuôi, nuôi trồng thủy hải sản….

Do vậy, việc tuyển chọn các chủng vi khuẩn lactic có

hoạt tính sinh học cao từ một số sản phẩm lên men tại chợ

Hòa Khánh, sẽ giúp chủ động về nguồn giống, cho nghiên

cứu và ứng dụng ủ chua bã đậu nành làm thức ăn chăn nuôi

gia xúc tại địa phương.

2. Nguyên liệu và phương pháp nghiên cứu

2.1. Nguyên liệu

Nguồn phân lập gồm: Cơm mẻ, trái cây (ổi), nước măng

chua, nước dưa chua, mẫu ruột già của gà, chim cút, nội

tạng tôm cá, nước thức ăn thừa (tại các quán cơm, bún …

tại chợ Hòa Khánh, Đà Nẵng).

Bã đậu nành lấy tại 2 hộ gia đình sản xuất đậu khuôn,

chợ Hòa Khánh, Liên Chiểu, Đà Nẵng: hộ ông Nguyễn Văn

Cường (số 21, đường Vũ Ngọc Phan); hộ bà Nguyễn Thị

Linh (số 13, đường Vũ Ngọc Phan).

Chủng vi khuẩn lactic đối chứng: Lactobacillus

plantarum, Bộ môn Công nghệ Sinh học, Khoa Hóa,

Trường Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng.

Các chủng vi khuẩn kiểm định gây bệnh bao gồm vi

khuẩn Escherichiacoli, Salmonella typhi, Staphylococcus

aureus và Bacillus cereus do Trung tâm Chất lượng Nông

lâm Thuỷ sản vùng 2, Đà Nẵng (NAFIQAD) cung cấp.

Hóa chất sử dụng trong thí nghiệm gồm: MRS Broth

(Đức), MRSC agar (MRS Broth bổ sung 0,5% CaCO3 và

1% agar), cao thịt, pepton (Trung Quốc), thuốc thử Kovac

(Đức), môi trường thạch mềm BHI (Đức), CaCO3, phenol,

axit lactic, phenolphtalein, NaOH, gentian violet, fuchsin

kiềm, agar, CH3COONa, cồn.


2.2.1. Phương pháp phân lập

- Mẫu được thu nhận tại chợ trong các ống fancol và túi

ni-lông vô trùng.

- Mẫu được pha loãng trong nước muối sinh lý 0,85% ở

nồng độ 10-4 – 10-5, cấy trải các nồng độ pha loãng trên môi

trường MRS có bổ sung CaCO3 0,5%. Sau 48h nuôi cấy ở

37°C chọn khuẩn lạc tròn, bóng, bìa nguyên, kích thước từ

1-3mm tạo vòng phân giải xung quanh khuẩn lạc [4].

2.2.2. Phương pháp tuyển chọn

Cấy chấm điểm các chủng đã được thuần khiết trên đĩa


petri chứa MRS có bổ sung CaCO3 0,5%, 2 ngày nuôi cấy

37°C, đem quan sát đo kích thước vòng trong xung quanh

điểm cấy [5].

2.2.3. Nghiên cứu đặc điểm sinh lý, sinh hóa

Thử các đặc điểm sinh hóa bao gồm: khả năng sinh

catalase, khả năng sinh oxidiase, sinh khí H2S, dịch hóa

gelatin, sinh indole, sinh axit lactic định tính sử dụng thuốc

thử Uffelman và định lượng sử dụng phương pháp chuẩn

độ Therner. Chọn vi khuẩn Lactobacillus theo mô tả bởi

Martin và Stanley [6].

2.2.4. Nghiên cứu khả năng ức chế của vi khuẩn lactic

Phương pháp nhỏ giọt (Galindo [7]).

Mỗi dòng vi khuẩn Lactobacillus được nuôi trong 3 ống

nghiệm 10ml (9ml MRS broth/ống), sau 24h hút 5µl dịch

nuôi từ mỗi ống nhỏ vào đĩa petri có chứa môi trường MRS

agar. Ủ kỵ khí 24h ở 37°C cho khuẩn lạc phát triển. Cho 5ml

môi trường thạch mềm BHI (Brain heart infusion) có chứa

0,5% agar và dịch nuôi 24h của chủng vi khuẩn kiểm định

vào đĩa MRS agar đã có khuẩn lạc phát triển ủ ở 30°C trong

48h. Dòng vi khuẩn có khả năng ức chế vi khuẩn gây bệnh

sẽ tạo ra vòng vô khuẩn xung quanh khuẩn lạc. So sánh vòng

vô khuẩn để chọn vi khuẩn có khả năng ức chế mạnh.

2.2.5. Phân tích bã đậu nành

Phân tích bã đậu nành: Xác định đường tổng bằng

phương pháp so màu, xác định hàm lượng xenluloza [8],

xác định hàm lượng protein tổng số bằng phương pháp

Kjeldahl cải tiến [9].

2.2.6. Ứng dụng ủ chua bã đậu nành

Chuẩn bị môi trường lên men yếm khí:

+ Đo pH của bã đậu nành.

+ Cân 70g bã đậu nành, cho vào bình tam giác 100ml

làm ẩm bằng 70ml nước, hấp ở 121°C trong10 phút.

+ Nhân giống các chủng L3, L4, D1 trong môi trường

MRS (100ml môi trường), sau 24h ở 35°C.

+ Cấy 30ml canh trường nhân giống vào bã đậu nành,

đậy kín, đặt vào bể nuôi yếm khí. Nuôi cấy tĩnh chủng vi

khuẩn lactic trên môi trường bã đậu nành, ở nhiệt độ phòng

trong điều kiện yếm khí, xác định hàm lượng axit lactic và

trị số pH ở các thời điểm 0, 3, 5, 7 và 10 ngày.

3. Kết quả nghiên cứu

3.1. Kết quả phân lập, tuyển chọn

Việc phân lập dựa trên khả năng tạo vòng phân giải xung

quanh khuẩn lạc khi cấy trải trên môi trường MRS chứa

CaCO3 0,5% từ 10 mẫu thí nghiệm. Dựa vào đặc điểm khuẩn

lạc và vòng phân giải xung quanh khuẩn lạc nhóm tác giả

thu được 14 chủng khác nhau. Tuy nhiên, để đáp ứng cho

việc lên men bã đậu nành làm thức ăn chăn nuôi nhóm tác

giả tiến hành tuyển chọn dựa vào các tiêu chuẩn sau:

+ Chủng vi khuẩn lactic lên men đồng hình;

+ Tạo axit lactic cao, chịu pH axit;

+ Có khả năng lên men ức chế vi khuẩn gây bệnh và

gây thối;

+ Ủ chua được bã đậu nành ở điều kiện nhiệt độ phòng,

yếm khí.

Tiến hành tuyển chọn sơ bộ với kích thước vòng phân

giải CaCO3, khả năng lên men đồng hình và hàm lượng axit

lactic, nhóm tác giả ghi nhận kết quả ở Bảng 1:

Bảng 1. Kết quả phân lập các chủng vi khuẩn sinh axit lactic

STT Kí

hiệu

Vòng phân

giải CaCO3

D-d (mm)

Phản ứng với

thuốc thử

Uffelmen

Sinh

khí

Hàm lượng axit

lactic (mg/ml)

0 ĐC 9 + - 0,74±0,22

1 L1 16 + + 1,37±0,14

2 L4 24 + - 2,06±0,96

3 L3 31 + - 2,10±0,52

4 L2 20 + - 1,87±0,21

5 O1 15 + + 1,22±0,39

6 T2 21 + + 1,91±0,33

7 P 17 + - 1,52±0,4

8 M1 12 + - 1,12±0,24

9 M2 20 + + 1,75±0,42

10 G1 16 + - 1,53±0,67

11 T1 17 + - 1,43±0,19

12 D1 22 + - 2,03±0,34

13 T3 12 + - 1,03±0,27

14 P1 10 + - 0,83±0,32

Hình 1. Vòng phân giải CaCO3 chủng D1

Phân tích kết quả Bảng 1 cho thấy tất cả các chủng phân

lập có tạo vòng phân giải CaCO3, dương tính với thuốc thử

Uffelmen. Điều này khẳng định các chủng phân lập là vi

khuẩn sinh axit lactic, và khả năng sinh axit lactic của

14 chủng phân lập cao hơn chủng đối chứng L. plantarum

(ĐC), minh họa Hình 1 vòng phân giải CaCO3 của chủng

D1 (22 mm) lớn hơn chủng đối chứng (9 mm). Trong

14 chủng lactic phân lập có 4 chủng L4, L3, T2, D1 cho

kích thước vòng phân giải lớn, hàm lượng axit lactic cao so

với các chủng còn lại, nhưng T2 sinh khí nên các chủng L4,

L3, D1 được lựa chọn cho nghiên cứu tiếp theo.

3.2. Các đặc điểm hình thái và sinh hóa của 3 chủng vi

khuẩn tuyển chọn

Nhóm tác giả tiến hành quan sát đặc điểm khuẩn lạc,

hình thái tế bào sử dụng kính hiển vi quang học, độ phóng

đại 1.000X, nhuộm Gram, thử nghiệm các đặc điểm sinh

hóa [6], kết quả mô tả ở Hình 2.


Hình 2. Đặc điểm khuẩn lạc và hình thái tế bào nhuộm

Gram (1.000X)

Nhìn chung 3 chủng vi khuẩn trên đều có khuẩn lạc tròn

lồi, kích thước dao động từ 1,0 - 3,0 mm, màu trắng sữa,

mép trơn, bề mặt khuẩn lạc bóng ướt, gồ cao. Quan sát dưới

kính hiển vi cả 3 chủng L3, L4, D1 đều có hình que, tế bào

dạng đơn hay xếp thành đôi, thành chuỗi ngắn, thuộc nhóm

G+. Kết quả được trình bày tổng hợp ở Bảng 2.

Bảng 2. Một số đặc điểm hình thái, sinh hoá của

3 chủng vi khuẩn phân lập

Kí hiệu

chủng L4 L3 D1

Nguồn

phân lập Cơm mẻ Cơm mẻ

Nội tạng

chim cút

Hình dạng

khuẩn lạc

Tròn lồi,

mép trơn,

trắng

Tròn, mép

trơn, lồi trắng

ngà, lớn

Tròn, mép

trơn, trắng

sữa, nhỏ

Hình dạng

tế bào

Hình que

ngắn, chuỗi

Hình que dài,

đơn hoặc đám

Hình que

ngắn, đơn

hoặc đám

Gram + + +

Sinh acid

lactic

+ + +

Catalase - - -

Oxidase - - -

Amylase - - -

H2S - - -

Indol - - -

Dịch hóa

gletin

- - -

Phân tích kết quả Bảng 2, thông qua các đặc điểm

sinh hóa đã nghiên cứu và dựa vào mô tả của Martin &

Stanley (2006), có thể khẳng định rằng những chủng vi

khuẩn L4, L3, D1 là vi khuẩn lactic thuộc chi

Lactobacillus.

3.3. Các đặc điểm sinh trưởng của chủng vi khuẩn L4,

L3, D1

Nhóm tác giả tiến hành thử nghiệm khả năng ức chế vi

khuẩn gây bệnh, nồng độ muối, nhiệt độ và pH phát triển,

khả năng ủ chua bã đậu nành.

3.3.1. Khả năng ức chế vi khuẩn gây bệnh

Phương pháp nhỏ giọt giúp biết được khả năng ức chế

chủng vi khuẩn gây bệnh bằng tất cả các thành phần mà vi

khuẩn lactic tiết ra trong quá trình sinh trưởng (axit lactic,

ethanol, bacteriocin, diacetyl…), kết quả minh họa được

thể hiện ở Hình 3 và tổng hợp trên Bảng 3.

Hình 3. Khả năng ức chế vi khuẩn gây bệnh

(A) Khả năng ức chế S. aureus của chủng D1, L3, L4;

(B) Khả năng ức chế B. cereus

Bảng 3. Khả năng ức chế vi khuẩn gây bệnh

Vi khuẩn

thuốc

nhóm

Tên chủng

vi khuẩn

kiểm định

Khả năng ức chế chủng vi khuẩn

gây bệnh ĐKVVK = D – d (mm)

L4 L3 D1

Gram

dương

S. aureus 1,67±0,33 22,33±0,33 18,67±0,33

B. cereus 1,23±1,00 3±0,43 1,95±1,00

Gram

âm

E. coli 21,67±0,33 23,00±1,00 21,00±1,00

S. typhi 23,00±1,00 21,67±0,33 23,33±0,33

D: đường kính vòng trong suốt; d: đường kính khuẩn lạc;

ĐKVVK: Đường kính vòng vô khuẩn

Qua kết quả khảo sát ở Bảng 3 và xét về khả năng ức

chế theo quy ước của Galindo (2004), nhận thấy:

- Đối với S. aureus, chủng L3 có khả năng ức chế mạnh

(ĐKVVK ≥ 21 mm), D1 ức chế mức độ trung bình (6mm ≤

ĐKVVK ≤ 20 mm), L4 ức chế yếu (1mm ≤ ĐKVVK ≤ 5mm).

- Đối với B. cereus, cả 3 chủng L3, L4 và D1 ức chế yếu.

- Đối với các chủng vi khuẩn gram (-) gồm E. coli và

S. typhi, thì cả 3 chủng phân lập đều ức chế mạnh.

3.3.2. Nồng độ muối ảnh hưởng đến sinh trưởng

Nuôi cấy các chủng trong môi trường MRS lỏng có các

nồng độ muối cần khảo sát 0, 1, 2, 4, 6, 6,5%. Theo dõi khả

năng sinh trưởng dựa vào mật độ tế bào (TB). Kết quả được

khái quát trên đồ thị Hình 4.

Hình 4. Ảnh hưởng của nồng độ muối đến sự phát triển

Nồng độ muối 4,4% có thể ức chế vi sinh vật gây bệnh,

nồng độ 6% kìm hãm hoạt động của enzyme và ngăn cản

sự phát triển của nha bào, làm giảm sức chịu nhiệt của vi

khuẩn. Kết quả nghiên cứu Hình 4 cho thấy cả 3 chủng

0

50

100

150

200

0 1 2 3 4 5 6 6,5

Mật

độ

tế

bào

x1

08(T

B/m

l)

Nồng độ muối NaCl (%)

Chủng L3 Chủng L4Chủng D1


phân lập đều có khả năng phát triển trong điều kiện môi

trường có nồng độ muối cao (NaCl = 5%). Tuy nhiên, đến

ở nồng độ muối 6% chỉ có L4 (8,59x108 TB/ml) và D1

(6,29x108 TB/ml) có khả năng phát triển, L3 không phát

triển. Ở nồng độ muối 6,5% chỉ có L4 phát triển với mật

độ tế bào 1,76x108 TB/ml. Như vậy, cả 3 chủng phân lập

có khả năng thích ứng với môi trường rất tốt ở nồng độ

muối 5%. Đây là đặc điểm thuận lợi khi lên men bã đậu

nành ở điều kiện thường với nồng độ muối cao sẽ ức chế

các chủng vi khuẩn gây thối.

3.3.3. Ảnh hưởng của nhiệt độ đến sinh trưởng

Để quá trình ủ chua bã đậu nành tiến hành đơn giản, cần

có chủng vi khuẩn lactic có thể sinh trưởng tốt ở điều kiện

thường, do vậy nhóm tác giả tiến hành khảo sát nhiệt độ

sinh trưởng của chủng vi khuẩn lactic phân lập từ 25 -

50°C, sau thời gian nuôi cấy 24 giờ, kết quả thí nghiệm

được thể hiện trên đồ thị Hình 5.

Hình 5. Ảnh hưởng nhiệt độ đến sự phát triển

Ở đây, nhận thấy sự phát triển của các chủng phụ thuộc

rõ rệt vào nhiệt độ. Khả năng này tốt nhất trong dãy nhiệt

độ 35°C - 40°C đối với chủng L4 và D1. Mật độ tế bào đạt

mức cao tại 35°C sau 24h nuôi cấy của chủng

L3 (91,24x108 TB/ml) và D1 (104,74x108 TB/ml), đối với

L4 mật độ tế bào đạt 107,09x108 TB/ml.

Tại nhiệt độ 45°C, các chủng L3 (0,33x108 TB/ml),

L4 (2,7x108 TB/ml) và D1 (8,29x108 TB/ml) vẫn phát triển,

tuy nhiên mật độ tế bào thấp. Tại 50°C, chỉ có D1 có thể

sinh trưởng (2,24x108 TB/m).

Như vậy, nhiệt độ phát triển của các chủng

lactobacillus L4, L3 phân lập từ 25°C - 45°C, D1 từ

24°C - 50°C, sinh trưởng tốt nhất trong khoảng nhiệt độ

35°C - 40°C, đây là khoảng nhiệt gần nhiệt độ cơ thể, nên

các chủng phân lập cũng thích hợp để bổ sung nguồn lợi

khuẩn cho vật nuôi. Ở khoảng nhiệt độ 25°C - 35°C là các

khoảng nhiệt độ gần môi trường nhiệt đới nóng ẩm tại địa

phương, các chủng vi khuẩn đều có thể phát triển tốt, đặc

điểm này có lợi cho việc tăng số lượng nhanh chóng, chiếm

ưu thế trong giai đoạn đầu của quá trình ủ chua đậu nành

làm thức ăn chăn nuôi, và khi đến giai đoạn nhiệt độ khối

ủ tăng cao chủng D1 vẫn sinh trưởng được, điều này giúp

hạn chế các chủng vi khuẩn gây thối và gây bệnh.

3.3.4. Ảnh hưởng của pH môi trường nuôi cấy

Tiến hành khảo sát sự ảnh hưởng pH ban đầu của môi

trường nuôi cấy đến sự phát triển các chủng L4, L3, D1,

nhóm tác giả xử lý kết quả và ghi nhận ở đồ thị Hình 6.

Hình 6. pH ban đầu của môi trường nuôi cấy ảnh hưởng đến

sự phát triển

Quan sát đồ thị Hình 6 cho thấy rằng cả 3 chủng đều có

khả năng phát triển ở khoảng pH rộng 3,5 - 9,5, có thể sinh

trưởng trong môi trường axit pH = 3,5 và cả môi trường

kiềm pH = 9,5.

Như vậy, pH ban đầu thích hợp cho sự tăng sinh khối

tế bào của các chủng L3, D1 tại pH = 6, đối với L4 là tại

pH = 6,5. Đặc biệt, chúng có khả năng sống được trong môi

trường kiềm pH = 9,5. Đây là đặc điểm có lợi cho hoạt tính

kháng khuẩn vì đa số vi khuẩn gây bệnh đều ưa thích môi

trường kiềm.

3.3.5. Khảo sát nguyên liệu bã đậu nành

Để xác định thành phần hóa học của bã đậu nành tươi

của 2 hộ gia đình tại chợ Hòa Khánh, nhóm tác giả sấy bã

đạt độ ẩm 10,33%, được trình bày ở Bảng 4.

Bảng 4. Một số thành phần hóa học của bã đậu nành tươi

Hộ gia

đình

Một số thành phần hoá học của bã

đậu nành có độ ẩm 10,33% (g/100g)

Bã đậu nành

tươi

Protein Cellulose Đường tổng Độ ẩm (%) pH

Bà

Linh 7,33 77,65 4,47 49,45 5,49

Ông

Cường 7,01 75,91 6,44 60,23 6,23

Kết quả Bảng 4 cho thấy, với bã tươi nhóm tác giả xác

định độ ẩm của bã tươi 49,45% - 60,23%, giá trị

pH = 5,49 - 6,23, khoảng giá trị này thích hợp cho sự sinh

trưởng của các chủng vi khuẩn lactic L4, L3, D1 phân lập.

Hàm lượng đường tổng trong bã đậu nành thu nhận từ 2

hộ gia đình bà Linh và ông Cường lần lượt là 4,47 và

6,44 g/l, cao hơn lượng đường nguồn bã đậu nành tại nhà

máy Vinasoy trong nghiên cứu của tác giả Trương T.M

Hạnh (3,82g/100g) [2]. Điều này có khả năng phụ thuộc vào

nguồn hạt đậu nành, quy trình chiết xuất dịch sữa… Hàm

lượng đường tổng trong bã đậu nành của hộ gia đình ông

Cường cao hơn, nên nguồn bã đậu này được thử nghiệm tiếp.

3.3.6. Khả năng ủ chua bã đậu nành

3 yếu tố quyết định cho sự phát triển của vi khuẩn lactic

khi ủ chua thức ăn là điều kiện yếm khí, đủ đường và mật

độ tế bào. Tuy nhiên ở đây, nhóm tác giả thử nghiệm lên

men chỉ với nguồn dinh dưỡng duy nhất là bã đậu nành, chỉ

bổ sung thêm nước. Bước đầu thử nghiệm ủ chua bã đậu

nành, nhóm tác giả đánh giá thông qua hàm lượng axit

lactic, sự thay đổi pH môi trường lên men theo thời gian và

nhóm tác giả ghi nhận kết quả ở Bảng 5.

0

20

40

60

80

100

120

25 30 35 40 45 50

Mật

độ

tế

bào

(x1

08

TB

/ml)

Nhiệt độ nuôi cấy khảo sát (°C)

Chủng L3

Chủng L4

Chủng D1

0

50

100

150

200

250

3,5 4,0 4,5 5,0 5,5 6,0 6,5 7,0 8,0 9,5

Mật

độ

tế

bào

(x1

08

TB

/ml)

Giá trị pH ban đầu của môi trường nuôi cấy

Chủng L3

Chủng L4

Chủng D1


Bảng 5. Khả năng ủ chua bã đậu nành của

chủng vi khuẩn lactic phân lập

Thời gian

lên men

(ngày)

L4 L3 D1

pH Acid lactic

(mg/ml) pH

Acid lactic

(mg/ml) pH

Acid lactic

(mg/ml)

0 5,42 0 5,57 0 5,46 0

3 4,91 0,225 3,23 0,828 3,65 0,756

5 5,05 0,1665 3,19 1,017 3,29 0,945

7 5,85 0,135 3,21 1,062 3,31 0,963

10 5,9 0,1125 3,28 1,089 3,61 0,9765

Khả năng lên men bã đậu nành ở điều kiện yếm khí

được đánh giá thông qua sự giảm pH của môi trường sau

thời gian ủ 3 - 10 ngày. Phân tích kết quả ở Bảng 5 cho

thấy, đối với môi trường bã đậu bổ sung chủng L4, pH môi

trường dường như không giảm, điều này chứng tỏ chủng

L4 không có khả năng sinh trưởng trên môi trường bã đậu

nành. Đối với chủng L3 và D1, sau 3 ngày nuôi cấy, pH

giảm từ 5,57 xuống 3,23 bã có mùi chua. Lên men 3 ngày

đưa pH môi trường từ pH = 5,57 xuống pH = 3,23, là quá

trình lên men điển hình của vi khuẩn lactic [10]. Như vậy,

chỉ có chủng L3 và D1 có khả năng ủ chua bã đậu nành.

4. Kết luận

Đã phân lập được 3 chủng vi khuẩn lactic L3, L4, D1

thuộc chi Lactobacillus có khả năng sinh lactic cao và có

khả năng ức chế chủng vi khuẩn gram âm gây bệnh: E. coli

và S. typhi. Cả 3 chủng đều có khả năng phát triển ở nồng

độ muối 5%, L4 có thể phát triển ở nồng độ muối 6,5%,

nhiệt độ phát triển tốt nhất là từ 35°C - 40°C, D1 có thể

sinh trưởng ở nhiệt độ 50°C.

Khảo sát được thành phần hóa học của bã đậu nành thu

nhận ở 2 hộ gia đình sản xuất đậu khuôn tại chợ Hòa Khánh

với hàm lượng đường tổng khá cao.

Ghi nhận 2 chủng có khả năng ủ chua bã đậu nành ở

điều kiện yếm khí, nhiệt độ phòng là chủng Lactobacillus

L3 và Lactobacillus D1.


[1] Lý Kim Bảng, Lê Thanh Bình, Tạ Kim Chỉnh, “Ứng dụng vi khuẩn

lactic trong việc bảo quản thức ăn xanh cho trâu bò”, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Nông nghiệp, Tập 10, 1998, trang 455 - 457.

[2] Trương Thị Minh Hạnh, Nguyễn Thị Thanh Tịnh, “Nghiên cứu quá

trình thủy phân-lên men axit xitric từ bã đậu nành bằng Aspergillus

oryzae và Aspergillus niger”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ - Đại học Đà Nẵng, Số 01(62), 2013, trang 54-59.

[3] Mai Đàm Linh, Đỗ Minh Phương, Phạm Thị Tuyết, Kiều Hữu Ảnh,

Nguyễn Thị Giang, “Đặc điểm sinh học của các chủng vi khuẩn lactic

phân lập trên địa bàn Hà Nội”, Tạp chí Khoa học Đại học Quốc gia Hà

Nội, Khoa học Tự nhiên và Công nghệ, Số 24, 2008, trang 221-226.

[4] Hoàng Quốc Khánh, Phạm Thị Lan Thanh, “Phân lập, định danh và

xác định các chủng Lactobacillus có tiềm năng probiotic từ con người”, Tạp chí Phát triển Khoa học và Công nghệ, 14(6), 2011,

trang 62-76.

[5] Whittenhiry R., “The use of soft agar in the study of conditions

effecting the utilization of fermentable substrates by lactic acid”, J.

Microbiol, 32, 1973, pp. 372-375.

[6] Martin D., Stanley F., The Prokaryotes-A Handbook on the Biology

of Bacteria, Springer, 2006, pp. 320-372.

[7] Galindo, A. B., Lactobacillus plantarum 44A as a live feed

supplement for freshwater fish, Ph.D Thesis, 2004, pp. 1 – 131.

[8] Nguyễn Văn Mùi, Thực hành hóa sinh học, NXB Đại học Quốc gia

Hà Nội, 2007.

[9] Viện Thổ nhưỡng Nông hoá, Sổ tay phân tích đất nước phân bón

cây trồng, NXB Nông Nghiệp, 1998.

[10] R. E. Levin, Lactic acid and propionic acid fermentation of fish

hydrolyzates processing: Biotechnological applications, edited by A. M. Martin, London, 1994.



ANTEN THẤU KÍNH PHẲNG ỨNG DỤNG TẠI BĂNG TẦN X

TRANSMITARRAY ANTENNA DESIGN FOR X-BAND APPLICATIONS

Nguyễn Minh Thiện, Nguyễn Bình Dương

Trường Đại học quốc Tế - Đại học Quốc gia Thành phố Hồ Chí Minh;

[email protected], [email protected]

Tóm tắt - Bài báo trình bày một loại anten thấu kính phẳng hoạt động ở băng tần X, cho các ứng dụng thông tin vệ tinh. Phần tử anten thấu kính phẳng được thiết kế dựa trên cấu trúc đa lớp với phần tử bức xạ hình chữ C cảm ứng thông qua khe hở hình vành khuyên. Các phần tử anten thấu kính được thiết kế chỉ với 2 bản mạch và không yêu cầu gia công phức tạp nhưng có khoảng bù pha rộng và ít hao tổn. Trong bài báo này, kết quả mô phỏng cho thấy khoảng pha truyền dẫn đạt tới 270° với băng thông -3dB đạt 0,8 GHz. Phần tử thấu kính phẳng được tối ưu để có các bước pha 45°. Một mẫu anten thấu kính phẳng đã được chế tạo và đo đạc tại tần số 12 GHz nhằm mục đích đánh giá khả năng hoạt động của các phần tử bức xạ. Kết quả mô phỏng lẫn đo đạc cho thấy mô hình anten có đặc tính bức xạ và độ lợi rất tốt.

Abstract - The paper presents a transmitarray antenna working at X-band frequency for satellite information applications. The transmitarray element is designed based on the multi-layer structure with C-patches coupled through ring slots. Only two substrates are required to obtain a wide phase range without severe loss. In this paper, seven unit cells are designed. Simulated results show that the cells can provide a 0.8 GHz common -3dB bandwidth, cover 270° phase range with step of 45°. A transmitarray antenna is designed and measured at 12 GHz to verify the performance of the unit cells. The simulated and measured results show that the antenna has a sufficient phase range, low loss as well as good radiation pattern.

Từ khóa - anten thấu kính; anten mảng phản xạ; anten có độ lợi cao; anten điều khiển hướng bức xạ; anten cho vệ tinh

Key words - transmitarray antenna; flat lens antenna; high gain antenna; antenna for controlling radiation direction; antenna for satellites


Trong các hệ thống truyền thông vệ tinh hay hệ thống

radar, một bộ phận không thể thiếu đó là anten độ lợi cao

(high gain antenna) nhằm tập trung năng lượng bức xạ vào

hướng mong muốn. Hiện nay, các anten có độ lợi cao sử

dụng công nghệ vi dải có thể kể đến như: anten mảng định

pha (phased aray antenna), anten mảng phản xạ

(reflectarray antenna) hay anten thấu kính phẳng

(transmitarray antenna). Trong 3 loại anten này, anten

mảng định pha có ưu điểm về kích thước nhỏ ngọn. Mặc

dù vậy, hệ thống cấp năng lượng cho các anten phần tử

bằng dây vi dải gây nên tổn hao trong việc truyền tín hiệu

và ảnh hưởng đến đồ thị bức xạ. Anten mảng phản xạ loại

bỏ được hệ thống cấp năng lượng bằng dây vi dải đến từng

anten phần tử, do đó có sự cải thiện về tổn hao và cải thiện

về chất lượng đồ thị bức xạ. Tuy nhiên, một nhược điểm

đối với loại anten này là một phần năng lượng bức xạ từ

anten bị chặn bởi chính nguồn phát do nguồn phát đặt cùng

không gian với hướng bức xạ.

Tương tự như anten mảng phản xạ, anten thấu kính

phẳng hoạt động dựa trên nguyên lý bù pha tại từng phần

tử, mặt khác loại bỏ được hiện tượng che chắn bởi nguồn

phát như anten mảng phản xạ. Với các lý do trên, cộng với

các ưu điểm về kích thước, khối lượng, giá thành chế tạo,

anten thấu kính phẳng hiện nay đang nhận được nhiều sự

quan tâm của các nghiên cứu cho những ứng dụng yêu cầu

có anten độ lợi cao.

Cấu tạo của anten thấu kính phẳng bao gồm một mảng

các phần tử thấu kính được cấp năng lượng bởi một anten

cấp năng lượng đặt tại tiêu cự. Mảng các phần tử thấu kính

bao gồm mảng các phần tử Rx tiếp nhận năng lượng từ

nguồn bức xạ và các phần tử Tx có nhiệm vụ bức xạ năng

lượng nhận từ các phần tử Rx ra không gian. Để năng lượng

bức xạ có thể tập trung vào một hướng mong muốn, từng

phần tử thấu kính phải có khả năng điều chỉnh pha. Chính vì

vậy, điểm mấu chốt trong thiết kế anten thấu kính phẳng là

phải tìm được cấu trúc của phần tử thấu kính đáp ứng hai khả

năng cùng một lúc: Khả năng truyền tín hiệu giữa các phần

tử mảng Rx và Tx, và khả năng thay đổi pha truyền dẫn trong

quá trình truyền tín hiệu giữa phần tử Rx-Tx. Hình 1 miêu tả

mô hình cơ bản của một anten thấu kính phẳng.

Hình 1. Mô hình chung của một anten thấu kính phẳng

Một số nghiên cứu đề xuất cấu trúc phần tử anten thấu

kính cho phép thay đổi pha truyền dẫn với việc thay đổi độ

dài dây vi dải kết nối giữa phần tử Rx và Tx như đề xuất

trong [1,2] hoặc thay đổi pha truyền dẫn bằng cách thay đổi

hướng của phần tử thấu kính [3,4] hoặc sử dụng vật liệu

metamaterial [5]. Một thiết kế khác dựa trên cấu trúc đa lớp

và sử dụng phần tử FSS (Frequency selective surface) [6].

Phương pháp này cho phép đơn giản hóa cấu tạo của anten,

giảm suy hao, đồng thời có khả năng phát triển ở các ứng

dụng dải tần millimet. Tuy nhiên, thiết kế này yêu cầu bốn

bản mạch xếp cách nhau một khoảng cách bằng ¼ bước sóng

làm gia tăng kích thước cũng như chi phí thi công.

Trong bài báo này, nhóm tác giả đề xuất một thiết kế

cho phần tử thấu kính dựa trên cấu trúc đa lớp. Phần tử thấu


82 Nguyễn Minh Thiện, Nguyễn Bình Dương

kính bao gồm chỉ 2 bản mạch với sự kết hợp của phần tử

anten hình chữ C và khe hở hình vành khuyên. Phần tử

được thiết kế để làm việc tại băng tần X với tần số trung

tâm là 12 GHz. Pha truyền dẫn của phần tử thấu kính được

thay đổi với việc điều chỉnh kích thước phần tử C và khe

hở hình vành khuyên. Trong nghiên cứu này, một tập hợp

gồm 7 phần tử có bước pha cách nhau khoảng 45° đã được

thiết kế. Một anten thấu kính phẳng cũng được chế tạo và

đo đạc để đánh giá đặc tính bức xạ của các phần tử cũng

như của một anten thấu kính phẳng.

2. Thiết kế phần tử anten thấu kính phẳng

2.1. Thiết kế

Hình 2. Cấu trúc phần tử cho anten thấu kính phẳng

Cấu trúc của một phần tử anten thấu kính phẳng được

thể hiện chi tiết ở Hình 2. Cấu trúc này chỉ yêu cầu hai bản

vật liệu xếp thẳng lên nhau với khoảng cách giữa hai bản

là 3,5 mm. Vật liệu được sử dụng là Duroid 5880 với độ

dày 3,175 mm và độ điện môi r = 2,2. Một anten vi dải

hình chữ C được in lên mặt trên của hai bản vật liệu, một

khe hở hình vành khuyên được đặt ở mặt dưới. Việc sử

dụng vật liệu có độ dày nhằm gia tăng băng thông cho từng

phần tử của anten.

Nguyên tắc hoạt động của một phần tử anten thấu kính

phẳng được giải thích như sau: sóng tới từ nguồn bức xạ đặt

tại tiêu cự được tiếp nhận bởi phần tử chữ C và tiếp tục được

cảm ứng qua phần tử chữ C bên mặt đối diện thông qua 2 khe

hở hình vành khuyên nằm ở giữa. Thực chất, việc thay đổi

kích thước của phần tử hình chữ C và khe hở hình vành

khuyên kéo theo sự thay đổi tần số cộng hưởng của cả phần

tử anten dẫn đến sự thay đổi về pha truyền dẫn. Chính vì thế,

pha truyền dẫn đạt được thông qua việc thay đổi kích thước

phần tử chữ C và kích thước rãnh hình vành khuyên. Biên độ

truyền dẫn của một phần tử sẽ đạt mức cao nhất khi anten vi

dải hình chữ C và rãnh hình vành khuyên đạt được cộng

hưởng ở cùng một tần số. Tuy nhiên, hai bộ phận này sẽ được

tinh chỉnh sao cho tần số cộng hưởng là gần nhau, do đó ta sẽ

tăng được băng thông truyền dẫn. Phần tử được thiết kế để

hoạt động ở tần số trung tâm 12 GHz và phân cực thẳng với

chiều của trường điện E vuông góc với rãnh cắt ở bề mặt anten

hình chữ C. Việc sử dụng anten hình chữ C kết hợp với khe

hở hình vành khuyên nhằm khai thác khả năng cung cấp băng

thông rộng như được chỉ ra trong nghiên cứu [7]. Với cấu trúc

phần tử như đề xuất, dải pha truyền dẫn đạt được 270° với

băng thông -3dB từ 11,6 GHz đến 12,4 GHz. Trong nghiên

cứu này, nhóm tác giả tối ưu kích thước của phần tử chữ C và

khe hở hình vành khuyên để đạt được 7 phần tử cung cấp 7

trạng thái pha với bước pha khoảng 45°. Ngoài yêu cầu về

pha, các phần tử cần đạt được yêu cầu về độ suy hao thấp.

Bảng 1. Thông số kích thước của phần tử cho

anten thấu kính phẳng

Phần

tử

Vi dải hình

chữ C (mm)

Rãnh hình vành

khuyên (mm)

Pha truyền dẫn được

chuẩn hóa về 0°

Rout Rin R’out R’

in

1

2

3

4

5

6

7

5

4,9

4,6

4,1

3,7

3,5

3,2

3,2

3,5

3,8

3,1

2,5

2,5

2,2

4,7

4,4

4,1

3,95

3,8

3,8

3,7

4,2

3,9

3,6

3,45

3,3

3,1

2,9

0°

45°

90°

135°

180°

225°

270°

a = 18 mm

2.2. Kết quả mô phỏng đáp ứng tần số của phần tử

Các phần tử thấu kính phẳng được phân tích và tối ưu

với phần mềm mô phỏng HFSS của ANSYS. Một mô hình

đã được thiết lập trong HFSS để mô phỏng nhằm tìm ra

biên độ truyền dẫn cũng như pha truyền dẫn của phần tử

cho anten thấu kính. Trong thực tế, mỗi phần tử sẽ đặt gần

các phần tử khác khi thiết kế anten thấu kính, do đó mô

hình của phần tử thấu kính phải được mô phỏng trong môi

trường có các phần tử khác xung quanh. Kết quả mô phỏng

pha và biên độ truyền dẫn được thể hiện trong Hình 3.

11,4 11,6 11,8 12,0 12,2 12,4

-200

-100

0

100

200

Pha tru

yeàn d

aãn ()

Taàn Soá (GHz)

Phaàn töû 1 Phaàn töû 2 Phaàn töû 3 Phaàn töû 4

Phaàn töû 5 Phaàn töû 6 Phaàn töû 7

(a)

11.4 11.6 11.8 12.0 12.2 12.4-10

-8

-6

-4

-2

0

Taàn soá (GHz)

Phaàn töû 1 Phaàn töû 2 Phaàn töû 3 Phaàn töû 4

Phaàn töû 5 Phaàn töû 6 Phaàn töû 7

Bie

ân ñ

oä t

ruyeàn d

aãn (

dB

)

(b)

Hình 3. Kết quả mô phỏng pha (a) và

biên độ truyền dẫn (b) của các phần tử

Kết quả mô phỏng đáp ứng tần số của các phần tử với

kích thước khác nhau cho thấy -3dB băng thông chung cho

toàn bộ bảy loại phần tử đạt được 0,8 GHz từ khoảng

11,5 GHz đến 12,3 GHz, tương ứng 6,6%. Kết quả trong

Hình 3(a) cho thấy pha truyền dẫn của các phần tử kề nhau

khác nhau khoảng 45° tại 12 GHz và vẫn giữ xấp xỉ giá trị

này trong khoảng tần số từ 11,4 GHz tới 12,3 GHz.


3. Thiết kế anten thấu kính phẳng

Sau khi được tối ưu để đạt được pha và biên độ truyền

dẫn mong muốn, các phần tử được kết hợp với nhau để tạo

thành anten thấu kính phẳng. Một anten thấu kính phẳng

với 12x8 phần tử được chế tạo, đo đạc để khẳng định tính

đúng đắn của thiết kế, thông qua đó đánh giá khả năng hoạt

động của các phần tử thấu kính. Trong mảng anten, mỗi

phần tử có khoảng cách là a = 18 mm, tương đương 0,7λ.

Anten thấu kính được cấp năng lượng từ một anten loa

có tiết diện bề mặt 46 mm x 48 mm, độ lợi đo được vào

khoảng 13,6 dBi. Khoảng cách từ mảng anten thấu kính

đến anten loa được tính toán sao cho có hiệu suất bề mặt

lớn nhất. Khoảng cách được xác định là 180 mm. Với

khoảng cách này, góc chiếu từ anten loa đến các cạnh của

mảng phần tử thấu kính tương ứng với góc mở -8 dB của

đồ thị bức xạ của anten loa.

Hình 4. Cấu hình anten thấu kính phẳng

Nguyên lý hoạt động của anten thấu kính phẳng dựa

trên cơ chế bù pha. Để năng lượng bức xạ từ anten có thể

tập trung vào một hướng mong muốn (,), độ lệch pha của

các phần tử phải thỏa mãn công thức (1).

𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) = 𝑘0(𝑑𝑖 − 𝑠𝑖𝑛𝜃(𝑥𝑖 ∗ 𝑐𝑜𝑠 + 𝑦𝑖 ∗ 𝑠𝑖𝑛)) (1)

𝑑𝑖 = √(𝑥𝑖−𝑥𝑓)2+(𝑦𝑖−𝑦𝑓)2 + (𝑧𝑖 − 𝑧𝑓)2 (2)

Trong đó: xi, yi là tọa độ của phần tử thứ i, xf, yf, zf là tọa

độ của nguồn bức xạ, φ(xi, yi) là pha truyền dẫn tại phần tử

i có tọa độ xi, yi.

Như đã trình bày ở trên, các phần tử cho anten thấu kính

của nhóm tác giả gồm 7 phần tử truyền dẫn cung cấp được

7 giá trị pha truyền dẫn với 0°, 45°, 90°, 135°, 180°, 225°,

270°. Chính vì vậy, pha bù ψ của phần tử thứ i tính từ công

thức (1) sẽ được lượng tử hóa như sau:

- Ψi = 0° nếu -22,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 22,5°.

- Ψi = 45° nếu 22,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖)tính bởi (1) ≤ 67,5°.

- Ψi = 90° nếu 67,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 112,5°.

- Ψi = 135° nếu 112,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖)tính bởi (1) ≤ 157,5°.

- Ψi =180° nếu 157,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 202,5°.

- Ψi =225° nếu 202,5° <𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 247,5°.

- Ψi =270° nếu 247,5° < 𝜑(𝑥𝑖 , 𝑦𝑖) tính bởi (1) ≤ 337,5°.

Mẫu thử nghiệm anten thấu kính 12x8 phần tử được

thiết kế. Các phần tử này được sắp xếp sao cho năng lượng

được tập trung vào hướng vuông góc với anten ( =0,=0).

Để tập trung năng lượng vào hướng mong muốn, pha

truyền dẫn φ(xi,yi) của các phần tử anten thấu kính sẽ được

tính theo công thức (1). Như trình bày bên trên, trong công

trình này, nhóm tác giả tối ưu kích thước phần tử anten thấu

kính để cung cấp 7 giá trị của pha truyền dẫn, tương ứng

với 7 phần tử anten với kích thước khác nhau như trình bày

trong Bảng 1. Pha truyền dẫn φ(xi,yi) của phần tử thứ i sau

khi tính bằng công thức (1) sẽ được lượng tử hóa để chọn

ra phần tử tương ứng. Ví dụ, nếu pha truyền dẫn φ(xi,yi) của

phần tử thứ i là 80°, nhóm tác giả sẽ chọn phần tử cung cấp

pha truyền dẫn là 90° tương ứng với phần tử thứ 2 trong

Bảng 1. Sắp xếp các phần tử được thể hiện trong Hình 5,

pha truyền dẫn tương ứng với các phần tử thấu kính được

thể hiện trong Hình 6.

Hình 5. Ảnh trực diện bề mặt mảng anten thấu kính phẳng

Hình 6. Sắp xếp về pha của các phần tử thấu kính

Hình 7. Anten thấu kính phẳng được đo đạc trong

phòng hấp thu

4. Đặc tính bức xạ của anten thấu kính phẳng

Kết quả mô phỏng và đo đạc đặc tính bức xạ của anten

thấu kính phẳng được thể hiện trong Hình 7 cho cả 2 mặt

phẳng E và mặt phẳng H tại tần số 12 GHz. Theo kết quả

này, đặc tính bức xạ của anten trong mô phỏng và đo đạc

không quá khác biệt. Tuy nhiên, độ lợi đo đạc được tại tần

số 12 GHz bị suy giảm khoảng 1,5 dBi so với độ lợi mô

phỏng, còn 23,5 dBi, tương ứng với hệ số khẩu độ 35%.

Các búp sóng bên (slide lobes) ở kết quả đo đạc có phần

84 Nguyễn Minh Thiện, Nguyễn Bình Dương

cao hơn so với kết quả mô phỏng. Điều này là do có sự xuất

hiện của hệ thống giá đỡ cho mảng anten tạo thêm những

bức xạ phụ không mong muốn khi đo đạc, trong khi đó môi

trường của mảng anten trong mô phỏng là lý tưởng, không

có giá đỡ. Tuy có khác biệt nhưng đều thấp hơn -15 dB so

với biên độ bức xạ cao nhất.

Hình 7. Đồ thị bức xạ ở mặt phẳng E (a) và

mặt phẳng H (b) đo đạc tại tần số 12 GHz

Hình 8. Độ lợi mô phỏng của anten thấu kính theo tần số

Hình 8 thể hiện độ lợi mô phỏng được của anten thấu

kính phẳng ở các tần số khác nhau. Đặc tính bức xạ tốt nhất

đạt được ở tần số 12 GHz, trong đó độ lợi cao nhất là 25,0

dBi, tương ứng hệ số khẩu độ lên tới 45%. Ở các tần số

xung quanh, chúng ta thấy được sự sụt giảm về độ lợi, ví

dụ tại độ lợi ở 11,5 GHz giảm gần 0,5 dB, ở 12,4 GHz giảm

gần 2 dB. Điều này có thể được giải thích là vì sự sụt giảm

biên độ truyền dẫn cũng như sự lệch về pha của các phần

tử truyền dẫn ở các tần số xa tần số trung tâm 12 GHz.

Hệ số phản xạ (S11) cũng được đo đạc và thể hiện trong

Hình 9. Kết quả cho thấy, trên dải tần từ 11,4 GHz tới

12,4 GHz, hệ số phản xạ luôn thấp hơn -15 dB. Mức độ

phản xạ của anten thấp nhất đo đạc được tại tần số

12,1 GHz với hệ số phản xạ là -23,3 dB. Tại tần số trung

tâm 12 GHz, hệ số phản xạ đạt -17,5 dB.

Hình 9. Hệ số phản xạ đo đạc của anten thấu kính

5. Kết luận

Trong bài báo này, nhóm tác giả trình bày thiết kế của

một anten thấu kính phẳng. Kết quả mô phỏng và đo đạc mẫu

thử khẳng định tính đúng đắn của lý thuyết cũng như ưu

điểm của các loại phần tử được đề xuất. Phần tử thấu kính

có cấu trúc đơn giản, dễ chế tạo, có độ suy hao thấp, khoảng

pha thay đổi là 270° trong dải tần từ -3 dB lên đến 0,8 GHz.

Các kết quả cũng là cơ sở quan trọng khẳng định thấu kính

phẳng do nhóm tác giả đề xuất hoàn toàn ứng dụng được

trong các ứng dụng vệ tinh, hoặc radar nơi cần anten có độ

lợi cao, nhằm tập trung năng lượng vào một hướng.

Ghi nhận: Nghiên cứu này được tài trợ bởi Quỹ Phát

triển khoa học và công nghệ Quốc gia (NAFOSTED) trong

đề tài mã số 102.01-2016.35.


[1] D. M. Pozar, “Flat lens antenna concept using aperture coupled

microstrip patches”, IEEE Electronics Letters, Vol. 32, No. 23,

November 1996, pp. 2109-2111.

[2] P. Padilla de la Torre and M. Sierra Castaner, Transmitarray for Ku Band, in The Second European Conference on Antennas and

Propagation, Edinburgh, UK, 2007.

[3] R. H. Phillion and M. Okoniewski, “Lenses for circular polarization

using planar arrays of rotated passive elements”, IEEE Trans. Antenna Propag, Vol. 59, No. 4, April 2011, pp. 1217-1227.

[4] L. Dussopt, J. Lanteri, T. Koleck, and R. Sauleau H. Kaouach,

“Wideband low-loss linear and circular polarization transmit-arrays

in V-band”, IEEE Trans. Antennas Propag., Vol. 59, No. 7, July 2011, pp. 2513-2523.

[5] C. Pfeiffer and A. Grbic, “Metamaterial Huygens surfaces: Tailoring

wave fronts with reflectionless sheets”, Phys. Rev. Lett., Vol. 110,

Iss. 19, 2013.

[6] Colan G. M. Ryan, “A wideband transmitarray using dual-resonant

double square rings”, IEEE Transactions on Antennas and

Propagation, Vol. 58, No. 5, May 2010, pp. 1486-1493.

[7] B. D. Nguyen, K. T. Pham, V.-S. Tran, L. Mai and N. Yonemoto,

“Reflectarray element using cut-ring patch coupled to delay line”, IEEE Antennas Wireless Propag. Lett., Vol. 14, No. 2, Feb. 2015,

pp. 571-574.



ỨNG DỤNG MẠNG NƠ-RON TUYẾN TÍNH HÓA PHẢN HỒI ĐIỀU KHIỂN

THÍCH NGHI VỊ TRÍ BÀN TRƯỢT

ADAPTIVE CONTROL OF SLIDING TABLE POSITION USING FEEDBACK

LINEARIZATION NEURAL NETWORKS

Võ Khánh Thoại

Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật - Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Điều khiển vị trí bàn trượt trong các máy gia công cơ khí là vấn đề rất quan trọng, đặt biệt trong các máy CNC đòi hỏi vị trí bàn trượt cần phải có độ chính xác cao. Đa số trong các máy gia công cơ khí, bộ điều khiển tốc độ, vị trí ... đều sử dụng bộ điều khiển PID nên ít có khả năng thích nghi với nhiễu cũng như sự thay đổi tham số của mô hình. Bài báo này đề xuất một giải pháp ứng dụng bộ điều khiển NARMA-L2 (Nonlinear Autoregressive-Moving Average) là bộ điều khiển nơ-ron thích nghi. Ý tưởng của bộ điều khiển loại này là xấp xỉ gần đúng hệ thống động lực học phi tuyến thành hệ thống động lực học tuyến tính. Ban đầu là việc xây dựng mô hình hệ thống, sau đó dùng bộ điều khiển NARMA-L2 để nhận dạng hệ thống và tạo ra tín hiệu điều khiển cung cấp cho đối tượng. Kết quả nghiên cứu cho thấy khả năng thích nghi với nhiễu và sự thay đổi của tham số mô hình trong quá trình vận hành của bộ NARMA-L2 tốt hơn bộ PID.

Abstract - Control of sliding table position in mechanical work machines is very important, especially in CNC machines because it requires high accuracy. In most mechanical machines, speed or position controllers have used PID controllers, so they are less adaptable to the noise as well as the parameter changes of the model. This paper proposes a solution that uses a feedback linearization control and a nonlinear autoregressive-moving (NARMA-L2) adaptive neuron controller. The idea of this type of controller is to approximate the nonlinear dynamical system into a linear dynamical system. Initially, the system model is built, then the NARMA-L2 controller is used to identify the system and generate control signals for the object. The results of this study show that the ability to adapt to noise and the change in model parameters during operation of the NARMA-L2 is better than that of the PID controller.

Từ khóa - PID; NARMA-L2; mạng nơ-ron; điều khiển thông minh; bàn trượt; động cơ DC.

Key words - PID; NARMA-L2; neural network; intelligent controller; sliding table; DC motor.


Hệ truyền động gồm động cơ điều khiển vị trí bàn trượt

với tín hiệu vào là điện áp và tín hiệu ra là quãng đường

bàn trượt đi được có sơ đồ như Hình 1. Hệ thống gồm một

động cơ DC chuyển động thông qua hệ thống truyền động

điều khiển bàn máy di chuyển dọc theo trục đai ốc có vít

dẫn, trên đó có gắn cảm biến đo vị trí bàn trượt. Tín hiệu

này được phản hồi về bộ điều khiển. Tốc độ của động cơ

được giám sát qua bộ đo tốc độ và hồi tiếp về mạch điều

khiển khuếch đại công suất. Chương trình trên máy tính có

nhiệm vụ làm việc và xuất tín hiệu đến mạch khuếch đại

công suất (thông qua bộ điều khiển số) đưa đến điều khiển

tốc độ động cơ cũng như điều khiển vị trí của bàn trượt phải

luôn bám theo được tín hiệu đặt.

Hình 1. Sơ đồ hệ thống động cơ chỉnh vị trí bàn trượt

Sơ đồ cấu trúc hệ thống động cơ điều chỉnh vị trí bàn

trượt thể hiện như trên Hình 2.

Để điều khiển ổn định tốc độ động cơ, vị trí bàn trượt

trên các máy có sử dụng động cơ, bộ điều khiển kinh điển

tỉ lệ - đạo hàm - tích phân PID luôn là sự lựa chọn vì cấu

trúc đơn giản và dễ cài đặt [1], [2], song sẽ gặp khó khăn

trong việc tinh chỉnh PID khi hệ thống có các thông số

thay đổi, khi có nhiễu tác động hay tín hiệu đặt thay đổi

khác nhau.

Hình 2. Sơ đồ nguyên lý điều khiển vị trí

Các phương pháp dùng bộ điều khiển mờ, nơ-ron trong

điều khiển [3], [4] là những hướng nghiên cứu để cải thiện

nhược điểm của bộ PID. Hệ thống điều khiển ứng dụng

mạng nơ-ron tuyến tính hóa phản hồi (feedback

linearization control) và bộ NARMA-L2 (Nonlinear

Autoregressive Moving Average) được đề xuất để khắc

phục những tính năng trên. Bộ NARMA-L2 là bộ điều

khiển nơ-ron thích nghi, ý tưởng của bộ điều khiển loại này

là xấp xỉ gần đúng hệ thống động lực học phi tuyến thành

hệ thống động lực học tuyến tính. Ban đầu là việc xây dựng

mô hình hệ thống, sau đó dùng bộ điều khiển NARMA-L2

để nhận dạng hệ thống và tạo ra tín hiệu điều khiển cung

cấp cho đối tượng.

Nội dung bài báo gồm: giới thiệu về bộ điều khiển

NARMA-L2, mô tả toán học cho đối tượng là động cơ điều

khiển vị trí bàn trượt, thiết kế bộ điều khiển dùng PID và

NARMA-L2 để điều khiển, cuối cùng là nhận xét và kết luận.

2. Bộ điều khiển tuyến tính hóa phản hồi

Bộ điều khiển NARMA–L2 được mô tả là dạng phản

hồi tuyến tính khi mô hình đối tượng là phi tuyến. Ý tưởng

của bộ điều khiển là chuyển đổi hệ thống động lực học


86 Võ Khánh Thoại

phi tuyến thành hệ thống động lực học tuyến tính bởi việc

xóa bỏ tính chất phi tuyến. Phần này bắt đầu bởi sự có

mặt của mô hình hệ thống và chứng minh làm thế nào để

có thể sử dụng một mô hình mạng nơ-ron theo hướng

nhận dạng mô hình này. Sau đó, nó mô tả cách thức xác

định mô hình mạng nơ-ron có thể được sử dụng để phát

triển một bộ điều khiển.

Nhận dạng của mô hình NARMA-L2

Bước đầu tiên để sử dụng các thông tin phản hồi tuyến

tính (bộ điều khiển NARMA-L2) là nhận dạng hệ thống

được điều khiển. Mô hình NARMA-L2 là một xấp xỉ của

mô hình NARMA (Nonlinear Autoregressive Moving

Average) được cho bởi phương trình [5], [6]:

, 1 , , 1 _[ ] (1,u ), 1 , , 1y k d N y k y k y k n k u k u k m

Trong đó: u(k) là dữ liệu vào hệ thống, y(k) là dữ liệu

ra hệ thống và d là trễ của hệ thống.

Phương thức nhận dạng là huấn luyện mạng nơ-ron

theo xấp xỉ hàm phi tuyến N. Ðây là thủ tục nhận dạng được

sử dụng cho bộ điều khiển dự báo mạng nơ-ron. Nếu muốn

đầu ra hệ thống bám theo một đường thì y(k+d) = yr(k+d).

Bước tiếp theo là phát triển bộ điều khiển phi tuyến từ:

[ ] (, 1 , , 2)1 , , 1 , , 1ru k G y k y k y k n y k d u k u k m

Vấn đề khi sử dụng bộ điều khiển này là nếu muốn huấn

luyện một mạng nơ-ron tạo lập hàm G mà sẽ giảm thiểu sai

lệch, thì ta cần phải sử dụng phương pháp lan truyền ngược.

Phương pháp này có nhược điểm là tốc độ chậm. Một trong

những giải pháp và đề xuất của Narendra Mukhopadhyay

là sử dụng mô hình gần đúng từ mô tả hệ thống. Bộ điều

khiển sử dụng ở đây là mô hình gần dúng NARMA-L2:

, 1 , , 1 , u , 1 , , 1[ ]y k d f y k y k y k n k u k u k m

, 1 , ,[ ] (1 ,u , 1 , , 1 3)ug y k y k y k n k u k u k m k

Bộ điều khiển NARMA-L2

Hình 3. Mô tả cấu trúc của một mạng nơ-ron

Lợi thế của dạng NARMA-L2 là vừa có thể điều khiển

đầu vào và vừa có thể làm cho cho đầu ra hệ thống bám

theo tín hiệu tham chiếu: y(k+d) = yr(k+d).

Kết quả bộ điều khiển có dạng như sau:

( ) , 1 , , 1 ,u , 1 , , 1(4)

, 1 , , 1 ,u , 1 , ]1

]

[ ,

[ry k d f y k y k y k n k u k u k mu k

g y k y k y k n k u k u k m

Tuy nhiên, việc sử dụng bộ điều khiển này gặp khó khăn,

bởi vì phải xác định đầu vào điều khiển u(k), dựa vào các

đầu ra tại cùng một thời điểm, y(k). Do đó, sử dụng mô hình:

, [ ]1 , , 1 ,u , 1 , , 1k d f y k y k y k n k u k u k my

, 1 , , 1 ,u , 1 , , 1 u[ (1] 5)g y k y k y k n k u k u k m k

Trong đó, d = 2.

Hình 3 mô tả cấu trúc của một mạng nơ-ron. Hình 4 là

sơ đồ khối bộ điều khiển NARMA-L2.

Hình 4. Sơ đồ khối bộ điều khiển NARMA-L2

Bộ điều khiển này có thể thực hiện với các mô hình đối

tượng NARMA-L2 đã được nhận dạng trước đó, được thể

hiện trên Hình 5.

Hình 5. Bộ điều khiển thực hiện với mô hình NARMA-L2 đã

nhận dạng

3. Mô hình hệ thống điều khiển vị trí bàn trượt

Muốn điều khiển được vị trí, ta cần phải mô hình đối

tượng điều khiển. Ở đây, ta xét đến đối tượng là động cơ

DC điều khiển vị trí bàn trượt, được thể hiện bằng sơ đồ

khối như Hình 6. Đầu vào là tín hiệu điện áp Ua; đầu ra là

vị trí q sau khi qua khâu tích phân 1/s; Ra là điện trở phần

ứng; Ta= La/Ra là hằng số thời gian điện; Ka, Kb là các hệ

số; T là mô-men tổng trên trục động cơ; s toán tử Laplace.

Hình 6. Sơ đồ khối điều khiển vị trí động cơ điện DC

Hàm truyền của bộ chỉnh lưu có dạng:

cl cl clcl cl 2 3.

K K KW (s) K . (6)

( ) ( ) ( ) 11 ...

1! 2! 3! !

cl

s

kT s

cl cl cl cl cl

eT s T s T s T se T s

k

(do Tcl << 1). Với Udm = 100 (V), do đó Kcl =Udm/10= 10;


Tcl 0,00167 (s), khi đó bộ chỉnh lưu 10

0,00167 1clW

s

Tính chất của bộ biến dòng tương tự với bộ chỉnh lưu,

ta có hàm truyền bộ biến dòng là:

1

bdbd

bd

KW

T s

, chọn Kbd= Idm/10 = 0,6; Tbd = 0,001 (s) (7)

Bộ biến dòng: 0,6

0,001 1bdW

s

Hàm truyền của bộ đo tốc độ có dạng:

1

ft

ft

ft

KW

T s

với Kf = dm/10 = 2πndm/600 ≈ 31,4 (8)

Chọn Tft = 0,001(s);

Khi đó, bộ đo tốc độ:

3,14

0,001 1ftW

s

Hàm truyền của bộ đo vị trí có dạng:

1

vtvt

vt

KW

T s

, chọn Kvt = 0,95; Tvt =0,005(s) (9)

Bộ đo vị trí: 1

0,95

0,005 1vtW

s

Nhiệm vụ của người thiết kế là tìm bộ điều khiển sao

cho vị trí của bàn trượt bám theo tín hiệu đặt, khử nhiễu tốt.

4. Kết quả mô phỏng

Thiết kế bộ điều khiển vị trí bàn trượt dùng PID

Các bộ điều khiển vị trí đơn giản và thường dùng (hơn

90%) là bộ điều khiển tỉ lệ - đạo hàm - tích phân (PID).

Vòng điều khiển cấp trong cùng là bộ điều khiển dòng điện,

giả sử ea 0, ta có sơ đồ cấu trúc mạch vòng điều khiển

dòng điện như Hình 7.

Hình 7. Sơ đồ cấu trúc mạch vòng điều khiển dòng điện

Từ sơ đồ ta có hàm truyền hệ hở (khi chưa có RI) là:

1

( ) . . . (10)( 1) ( 1) ( 1) ( 1)( 1)

cl a bd IhI

cl a bd a I

K R K KW s

T s T s T s T s T s

Áp dụng các nguyên tắc các hằng số thời gian nhỏ,

(Ta >> Tcl + Tbd = T).

Đây là một khâu quán tính bậc 2, áp dụng tiêu chuẩn tối

ưu độ lớn, chọn bộ điều khiển PI có dạng:

a

______ _______ (11)1

(2 )(1 )s

_

T

_a aRI

cl bd

R TW

K K T

Thay số vào ta được:

10,1392(1 )

0,0027sRIW

Hàm truyền hệ kín có dạng:

1,67(0,001s 1)

0,00534 (0,00267s 1) 1kIW

s

Vòng điều khiển tiếp theo Hình 8 là tốc độ:

Hình 8. Sơ đồ cấu trúc mạch vòng điều khiển tốc độ

.

. ______

1( ) .

( 1)

( 1)

( ) . (12)[ (2 )] ( 1)( 1) 1]( 1

_______)

ft

kI ahq

ft

a ft bd

bd

hqI cl bd ft

KW s W K

Js T s

K K T s

KW s

Js T s T s T s T s

với Tft = Tbd = 0,001(s) và bỏ qua các thành phần bậc cao,

ta có:. (13)

[ (2 )]________ _________

1___

a ft

bd

hqI

K K

JKW

s T s

Áp dụng tiêu chuẩn tối ưu đối xứng với đối tượng có

hàm truyền dạng tích phân quán tính bậc nhất, chọn bộ điều

khiển PI có dạng:

.

1( ) (14)

1___________ _____________

1pq

R q

Iq

W K

T s

trong đó, . 2 I

I q

T aT ; .

2

bd

pqa f t I

JKK

K K T a

(15)

khi đó: .

1( )(1 )

22

bd

RqIa f t I

JKW

aT sK K T a

(16)

chọn a = 9 và thay số vào ta được:

. 0,048I q

T ; . 0,0039

pq

K

Nên: .

10,0039(1 )

0,048R q

Ws

Vòng điều khiển ngoài cùng Hình 9 là vị trí của bàn

trượt:

Hình 9. Sơ đồ cấu trúc mạch vòng điều khiển vị trí

Hàm truyền hệ hở (khi chưa có bộ điều khiển vị trí Rq):

.

.

1. . . )

1W . . (17)

1_____ ____

1. . .

__

. 11

kI aRq vt

hqf t vt

kI aRq

f t

W W KKJs

K s T sW W K

Js T s

88 Võ Khánh Thoại

Thay số vào ta được:

2 2

0,033(0,048s 1)

s(0,005 1)(0,00046s 0,04 1)(0,000017s 0,006 1)hqW

s s s

Bỏ qua các thành phần bậc cao, ta chọn bộ điều khiển

PID. Sử dụng phương pháp của Ziegler-Nichols và tiến

hành hiệu chỉnh ta có: 400;pqk 0.01;iqk 130dqk .

Thiết kế bộ điều khiển dùng NARMA-L2

Ở bước nhận dạng hệ thống, ta chọn các thông số điều

khiển như bảng điều khiển ở Hình 10 để xác định đáp ứng

của hệ thống, với mô hình sử dụng cho việc học và nhận

dạng là đối tượng được lưu thành file MHDC1, với dữ liệu

chọn huấn luyện là 10000, số lớp ẩn là 9.

Hình 10. Bảng nhận dạng đối tượng

Tiến hành nhận dạng (Generate Training Data) ta thu

được dữ liệu vào, ra và dữ liệu huấn luyện của quá trình

như Hình 11.

Hình 11. Dữ liệu vào, ra và huấn luyện của quá trình

Bước tiếp theo ta huấn luyện đối tượng (Train Network)

với giá trị đã nhập vào hệ thống. Kết quả thu được sau khi

huấn luyện như Hình 12.

Hình 12. Dữ liệu huấn luyện và xác nhận

Dữ liệu huấn luyện với các đầu vào đã nhập, sai số giữa

đối tượng và mô hình mạng nơ-ron vào khoảng 1,5.10-4.

Dữ liệu xác nhận sai số 0,5.10-4. Sau khi có thông số của

bộ điều khiển, tiến hành xuất tín hiệu ra Simulink, ta có cấu

trúc mạng như Hình 13a. Kết quả là tạo ra các khối trong

Simulink với sáu lớp của mạng nơ-ron, được trình bày như

Hình 13b.

a. b

Hình 13. Mạng nơ-ron và cấu trúc nhận dạng đối tượng

Kết quả mô phỏng

Kết quả mô phỏng điều khiển vị trí bàn trượt dùng

phương pháp PID và phương pháp mạng nơ-ron NARMA

-L2 mà tác giả đã thực hiện trên Matlab – Simulink có mô

hình như Hình 14.

4.3.1. Điều khiển ở điều kiện không nhiễu

Sử dụng PID và NARMA-L2, ở điều kiện không nhiễu,

thay đổi điểm đặt, ta được đồ thị Hình 15.

Từ các công thức ở Mục 3 và 4, ta nhận thấy rằng, khi

sử dụng bộ PID phải có sự chỉnh định các tham số Kp, Ti,

Td. Tuy nhiên, việc chọn các tham số này phụ thuộc vào

các giá trị tham số của hệ thống, điều này sẽ gây khó khăn

cho quá trình điều khiển.

Hình 14. Mô hình điều khiển PID và NARMA-L2

Sử dụng NARMA-L2 với dữ liệu đã được nhập trước

và học trước đó giúp hệ thống có đáp ứng nhanh 1s, sai số

xác lập nhỏ 2.10-7, độ quá điều chỉnh chấp nhận được.

Hình 15. Đáp ứng hệ thống khi không nhiễu

4.3.2. Điều khiển ở điều kiện có nhiễu

Trường hợp nhiễu đầu ra (nhiễu vị trí) như Hình 16 thì

bộ điều khiển PID tỏ ra không hiệu quả, đáp ứng chậm hơn,

chất lượng bám của PID giảm xuống rõ rệt, bộ điều khiển

NARMA-L2 cho đáp ứng nhanh, bám tín hiệu đặt tốt.


Hình 16. Đáp ứng khi nhiễu vị trí (đầu ra)

Xét trường hợp nhiễu đầu vào (nhiễu đặt…), nhiễu đầu

ra (nhiễu vị trí), tham số của động cơ thay đổi (thay đổi giá

trị Ra), kết quả được thể hiện trên Hình 17.

Hình 17. Đáp ứng khi nhiễu đầu vào, đầu ra,

điện trở động cơ thay đổi

Khi có nhiễu đầu vào và ra, điện trở của động cơ thay

đổi, thời gian đáp ứng của PID (2s) chậm hơn NARMA-L2

(0,5s), sai số PID cũng lớn hơn nhiều. Bộ NARMA-L2 bám

tín hiệu đặt tốt hơn PID.

5. Kết luận

Từ thực tế khảo sát lý thuyết và ứng dụng mạng nơ-

ron, mà cụ thể là bộ NARMA-L2 (Nonlinear Auto-

regressive - Moving Average) vào đối tượng động cơ

chỉnh vị trí bàn trượt và so sánh với điều khiển kinh điển

PID, ta thấy rằng khả năng thích nghi của hệ thống được

nâng lên rất nhiều: độ quá điều chỉnh khá ít, thời gian đáp

ứng nhanh và sai số vị trí nhỏ, góp phần nâng cao chất

lượng điều khiển.


[1] Karl Johan Åström, Tore Hägglund, ISA-The Instrumentation,

Systems and Automation Society, 2006.

[2] Ashwaq Abdulameer, Marizan Sulaiman, Mohd Shahrieel Mohd

Aras, “Tuning Methods of PID Controller for DC Motor Speed

Control”, Indonesia Journal of Electrical Engineering and

Computer Science, Vol. 3, No. 2, 2016, pp. 343-349.

[3] Cheng-Jian Lin, Cheng-Hung Chen, Chi-Yung Lee, “A TSK-Type

Quantum Neural Fuzzy Network for Temperature Control”,

International Mathematical Forum, Vol. 1, No. 18, 2006, pp. 853-

866.

[4] Nikos C.Tsourveloudis, Ramesh Kolluru, Kimon P. Valavanis and

Denis Gracanin, Suction Control of a Robotic Gripper: A Neuro

Fuzzy Approach, Robotics and Automation Laboratory, The Center for Advanjced Computer Studies and A-CIM Center, University of

Louisiana at Lafayette, Lafayette, LA, USA, 1999.

[5] Martin T. Hagan1, Howard B. Demuth2 And Orlando De Jesús1, An introduction to the use of neural networks in control systems, 1

School of Electrical & Computer Engineering, Oklahoma State

University, Stillwater, Oklahoma, 74075, USA, 2 Electrical & Computer Engineering Department, University of Colorado,

Boulder, Colorado, 80309, USA.

[6] Phạm Hữu Đức Dục, Mạng nơ-ron và ứng dụng trong điều khiển tự động, NXB Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 2009.

[7] M. Önder Efe, O. Hasan Dagci, Okyay Kaynak, Fuzzy Control of a

2-DOF Direct Drive Robot Arm by Using a Parameterized T-Norm, Bogazici University, Mechatronics Research and Application

Center, Bebek, 80815, Istanbul, Turkey.


https://www.researchgate.net/scientific-contributions/2119246622_Ashwaq_Abdulameer

https://www.researchgate.net/profile/Marizan_Sulaiman

https://www.researchgate.net/profile/Mohd_Shahrieel_Mohd_Aras

https://www.researchgate.net/profile/Mohd_Shahrieel_Mohd_Aras

90 Lê Minh Tiến, Phạm Quốc Thái, Huỳnh Tấn Tiến, Võ Anh Vũ

THIẾT KẾ CHẾ TẠO BĂNG THỬ VÒI PHUN XĂNG

DESIGN AND DEVELOPMENT OF GASOLINE INJECTOR TEST BENCH

Lê Minh Tiến1, Phạm Quốc Thái1, Huỳnh Tấn Tiến1, Võ Anh Vũ2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]

2Nghiên cứu sinh Khóa 33, ngành Kỹ thuật Cơ khí động lực

Tóm tắt - Vòi phun là một bộ phận rất quan trọng trong hệ thống phun xăng điện tử trên động cơ đốt trong. Việc xác định các thông số chính xác của một vòi phun giúp cho chúng ta có thể sử dụng vòi phun đó một cách hiệu quả hơn, ví dụ như xây dựng một hệ thống phun xăng điện tử. Bài báo trình bày về kết quả nghiên cứu thiết kế, chế tạo băng thử vòi phun xăng điện trở cao. Mạch điều khiển sử dụng loại Arduino Uno R3, lượng nhiên liệu phun được đo bằng loadcell, áp suất nhiên liệu thay đổi nhờ một van điều chỉnh và điều áp. Kết quả nghiên cứu cho thấy đã chế tạo thành công băng thử vòi phun động cơ xăng; xây dựng được phương pháp sử dụng băng thử để xác định bộ thông số của vòi phun, từ đó có thể tính toán lượng xăng phun theo thời gian xung điều khiển vòi phun.

Abstract - Gasoline injectors are very important parts of gasoline injection system on internal combustion engines. Accurately identifying the parameters of a gasoline injector allows us to use it more efficiently, for example, building a custom electronic fuel injection. This research presents the results of the development of a gasoline injector test bench. The control circuit uses the Arduino Uno R3, the gasoline injection amount is determined by load cell, the gasoline pressure in the injector is changed by a pressure regulator. The research results show that a high resistance gasoline injector test bench has been successfully developed and a method of determining the parameters of the injector is built so that the gasoline injection amount can be calculated according to the injection time.

Từ khóa - vòi phun xăng; hệ thống phun xăng điện tử; động cơ đốt trong; Arduino; băng thử vòi phun.

Key words - gasoline injectors; electronic gasoline injection system; internal combustion engine; Arduino; injector test bench.

1. Giới thiệu

Sau hơn một thế kỷ từ khi được phát minh, lịch sử của

ngành công nghiệp ô tô sử dụng động cơ đốt trong đã trải

qua những bước phát triển lớn. Từ bộ chế hòa khí đơn giản

và hệ thống đánh lửa magneto ban đầu, đến nay đã được

thay thế bằng hệ thống phun xăng và đánh lửa điện tử với

đặc tính làm việc tối ưu gần với đặc tính lý thuyết, nhằm

tăng hiệu suất làm việc, giảm mức tiêu thụ nhiên liệu và ô

nhiễm môi trường.

Hệ thống phun xăng điều khiển điện tử có 2 loại: gián

tiếp và trực tiếp. Với hệ thống phun xăng gián tiếp, nhiên

liệu được phun vào đường ống nạp thông qua vòi phun

được điều khiển bằng ECU (Electronic Control Unit) để

tạo hòa khí bên ngoài trước khi được hút vào bên trong xi

lanh. Lượng nhiên liệu được phun bởi vòi phun đóng vai

trò quan trọng ảnh hưởng đến hiệu năng và mức phát thải

ô nhiễm của động cơ.

Hình 1. Vòi phun động cơ xăng

1- Lỗ vòi phun; 2- Ti kim; 3- Lõi từ; 4- Cuộn dây điện từ;

5- Đầu nối điện; 6- Lưới lọc; 7- Đệm làm kín

Vòi phun xăng thực chất là một van điện từ. Sơ đồ cấu

tạo của vòi phun xăng được thể hiện trên Hình 1. Khi ECU

đưa dòng điện qua cuộn dây điện từ của vòi phun, từ trường

do cuộn dây sinh ra hút lõi từ làm ti kim nhấc lên và nhiên

liệu được phun ra. Độ nâng của ti kim khoảng 0,05 mm đến

0,10 mm tùy theo từng loại vòi phun. Sau khoảng thời gian

từ 1,5 ms đến 18 ms tùy theo tình trạng vận hành, ECU ngắt

điện qua cuộn dây điện từ làm mất từ trường hút lõi từ và

ti kim bị lò xo đẩy về đóng chặt đế lỗ phun. Quá trình phun

nhiên liệu như vậy kết thúc [1]. Khối lượng nhiên liệu được

phun phụ thuộc vào:

- Thời gian điều khiển mở vòi phun t1 = to + t (ms) và

thời gian mở của vòi phun t2 = to + t + tc (ms) (to (ms): thời

gian từ lúc ECU cấp điện đến khi vòi phun mở hoàn toàn;

t (ms): thời gian từ lúc vòi phun mở hoàn toàn đến khi ECU

ngắt điện; tc (ms): thời gian từ khi ECU ngắt điện đến khi

vòi phun đóng hoàn toàn).

- Lượng phun trong một đơn vị thời gian (phụ thuộc

vào đặc điểm của từng loại vòi phun – hằng số vòi phun).

- Khối lượng riêng của nhiên liệu.

- Độ chênh áp giữa áp suất nhiên liệu với áp suất phía

trước lỗ vòi phun.

Thời gian to được gọi là thời gian chết. Khi điện áp điều

khiển mở vòi phun càng cao thì to càng nhỏ (không tuyến

tính), vòi phun mở nhanh hơn. Với một thời gian mở cơ

bản cho trước, áp suất nhiên liệu và nhiệt độ không đổi,

điện áp cao hơn thì lượng nhiên liệu được phun nhiều hơn.

Với loại vòi phun điện trở cao, thời gian to = 1 - 1,5 ms và

tc ≈ to/2 [2], [3].

Hình 2. Quan hệ giữa dòng điện và thời gian to, t, tc

Trong quá trình giảng dạy và nghiên cứu khoa học tại



Khoa Cơ khí Giao thông, Trường Đại học Bách khoa - Đại

học Đà Nẵng, việc xác định đặc tính của vòi phun có sẵn

không thể thực hiện được do nhà trường không có thiết bị để

xác định thông số vòi phun, đồng thời trên thị trường cũng

không có sẵn thiết bị này. Vì vậy, việc chế tạo một băng thử

có thể mô phỏng điều khiển hoạt động vòi phun tương tự

như trên động cơ thật là cần thiết, với một số tính năng như:

- Có thể thay đổi thời gian phun theo mili giây (ms);

- Có thể thay đổi áp suất nhiên liệu;

- Xác định được lưu lượng nhiên liệu phun.

Việc sử dụng băng thử giúp cho chúng ta có thể:

- Xây dựng được công thức xác định lượng nhiên liệu

phun theo thời gian điều khiển phun;

- Kiểm tra hư hỏng vòi phun.

Với thiết bị này, hiệu quả nghiên cứu khoa học của sinh

viên, học viên cao học cũng như cán bộ giảng viên Khoa Cơ khí

Giao thông, Trường Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng sẽ

tăng lên. Đồng thời thiết bị này là cơ sở giúp các sinh viên đang

tham gia cuộc thi “Lái xe sinh thái tiết kiệm nhiên liệu” của

Honda, cũng như cuộc thi “Shell Echo-marathon” có thể tự thiết

kế hệ thống phun xăng điện tử cho động cơ nhằm giảm tối đa

tiêu hao nhiên liệu.

2. Thiết kế chế tạo băng thử

2.1. Mục đích sử dụng băng thử

Quá trình điều khiển phun lượng xăng Gnl vào đường

nạp trên hệ thống phun xăng điện tử thực chất là điều khiển

thời gian mở vòi phun t1. Nếu không có sự điều chỉnh, tại

một vị trí tải và tốc độ, thời gian mở vòi phun khác nhau sẽ

tạo ra hỗn hợp không khí nhiên liệu với tỉ lệ khác nhau.

Gọi p (kg/cm2) là chênh áp giữa áp suất nhiên liệu và

áp suất sau vòi phun. Vì áp suất sau vòi phun trên băng thử

là áp suất khí trời nên p chính là áp suất nhiên liệu được tạo

ra trong quá trình thử nghiệm. Lượng xăng phun trong một

chu trình Gnl (g) được xác định như sau:

Gnl = Go + G + Gc (g) (1)

Với Go (g): lượng xăng phun thời gian to; G (g): lượng

xăng phun thời gian t; Gc (g): lượng xăng phun thời gian tc;

Gọi K (g/ms) là hệ số phụ thuộc vào cấu tạo vòi phun,

loại nhiên liệu.

Ta có, lượng xăng phun trong thời gian t là:

G = K.t (g) (2)

Dựa vào Hình 2 ta thấy rằng lượng nhiên liệu phun

trong thời gian to và tc:

Go + Gc < K.to (3)

Như vậy, từ (1), (2) và (3) ta suy ra:

Gnl = x.K.to + K.t (g), với 0 < x < 1 (4)

Công thức (4) cho thấy rằng, cùng một vòi phun và loại

nhiên liệu sử dụng, chênh áp giữa áp suất nhiên liệu và áp

suất trước vòi phun không thay đổi thì lượng nhiên liệu

phun vào một xylanh Gnl chỉ phụ thuộc vào thời gian t. Như

vậy, với một vòi phun cần khảo sát đặc tính, ta sẽ tìm ra

một bộ thông số (loại nhiên liệu, p, to, K). Với bộ thông số

này, ta có thể hoàn toàn xác định chính xác lượng nhiên

liệu phun qua vòi phun bằng thời gian phun t1.

2.2. Thiết kế băng thử

2.2.1. Phương án điều khiển vòi phun

Vì sử dụng bơm nhiên liệu không thể thay đổi áp suất

phun, phương án nhóm tác giả sử dụng là dùng khí nén có

thể thay đổi áp suất để nén trực tiếp bình nhiên liệu. Để

điều khiển vòi phun, sử dụng chân digital của vi điều khiển

kết hợp với mô-đun điều khiển công suất để điều khiển vòi

phun. Thời gian đóng mở vòi phun tương ứng với thời gian

chân digital ở mức logic 1.

Hình 3. Sơ đồ phương án điều khiển vòi phun

1- Bình nhiên liệu; 2- Lọc nhiên liệu; 3- Vòi phun

2.2.2. Phương án xác định lượng nhiên liệu phun

Để xác định lượng nhiên liệu tiêu thụ, ta sử dụng

phương án dùng cảm biến lực (loadcell) để xác định lượng

nhiên liệu tiêu thụ, vì cảm biến lực phổ biến có giá thành

phù hợp và độ chính xác cao.

Hình 4. Phương án xác định lượng nhiên liệu phun

1- Vòi phun; 2- Bình nhiên liệu; 3- Loadcell; 4- Mô-đun ADC

2.2.3. Thông số các thành phần chính

a. Mạch vi điều khiển Arduino Uno R3 [4]

Đặc điểm nổi bật của các mạch Arduino là môi trường

phát triển ứng dụng vi điều khiển cực kỳ dễ sử dụng, với

một ngôn ngữ lập trình có thể học một cách nhanh chóng

ngay cả với người ít am hiểu về điện tử và lập trình.

Arduino Uno R3 sử dụng chip Atmega328. Nó có 14 chân

digital I/O, 6 chân đầu vào analog, thạch anh dao động

16Mhz (Bảng 1).

Hình 5. Mạch Arduino Uno R3 (trái) và Sensor Shield (phải)


Bảng 1. Thông số kỹ thuật Adruino UNO R3

Thông số Giá trị

Vi điều khiển ATmega328

Điện áp hoạt động 5 V

Điện áp vào khuyên dùng 7 V – 12 V

Điện áp vào giới hạn 6 – 20 V

Digital/Opin 14 (chân 0 - 13)

Analog input pins 6 (Chân A0 – A5)

Cường độ dòng diện trên mỗi I/Opin 20 mA

Cường độ dòng diện trên mỗi 3,3Vpin 50 mA

Flash Memory 32 KB

SRAM 2 KB

EEPROM 1 KB

Tốc độ 16 MHz

Để giúp mạch Arduino Uno R3 kết nối với các cảm

biến, giao tiếp cổng COM và giao tiếp I2C một cách đơn

giản tại mọi thời điểm (như là shield LCD) hoặc các

mô-đun giao tiếp I2C, ta sử dụng Arduino Sensor Shield.

b. Vòi phun

Có 2 loại vòi phun: loại điện trở thấp (<3 Ω) và loại

điện trở cao (>10 Ω). Vòi phun thường có 2 chân: một chân

nối nguồn 12 V, chân còn lại nối ECU để điều khiển thông

mass nhờ transitor. Vòi phun điện trở cao rất dễ điều khiển,

chỉ cần cấp điện 12 V trực

tiếp cho vòi phun. Vòi

phun điện trở thấp lắp vào

mạch phải qua điện trở phụ

và khó điều khiển hơn bởi

vì cần phải tạo một dòng

điện “đỉnh” đủ cao để mở

vòi phun (∼ 4 A) và sau đó

là dòng điện “giữ” thấp

hơn, đủ để vòi phun vẫn

mở mà không làm cháy vòi

phun (∼ 1 A). Để thuận tiện trong việc thiết kế và thi công

thiết bị, ta ưu tiên chọn loại vòi phun điện trở cao. Vòi phun

được chọn sử dụng là loại điện trở cao sử dụng trên động

cơ 1.8L 4 xi lanh thẳng hàng 1ZZ-FE (Hình 6). Bộ thông

số như đã đề cập ở đề mục (2.1) của vòi phun sẽ được xác

định sau khi chạy thử nghiệm trên băng thử.

c. Loadcell

Loadcell là thiết bị

cảm biến dùng để

chuyển đổi lực hoặc

trọng lượng điện thành

tín hiệu điện. Loadcell

được cấu tạo bởi hai

thành phần, thành

phần thứ nhất là “Strain gage” và thành phần còn lại là

“Load”. Strain gage là một điện trở đặc biệt chỉ nhỏ bằng

móng tay, có điện trở thay đổi khi bị nén hay kéo giãn và được

nuôi bằng một nguồn điện ổn định, được dán chết lên “Load”-

một thanh kim loại chịu tải có tính đàn hồi.

Loadcell hoạt động trên nguyên lý cầu điện trở cân bằng

Wheatstone. Giá trị lực tác dụng tỉ lệ với sự thay đổi điện

trở cảm ứng trong cầu điện trở và do đó tỉ lệ với tín hiệu

điện áp đầu ra. Loadcell thường được sử dụng để cảm ứng

các lực lớn, tĩnh hay các lực biến thiên chậm.

Để phù hợp với việc cân nhiên liệu trên băng thử, ta

chọn loadcell YZC-133 có thang đo 10 kg (Bảng 2).

Bảng 2. Bảng thông số kỹ thuật của cảm biến lực Loadcell

Thông số Giá trị

Model YZC – 133

Tải trọng 10 (Kg)

Độ nhạy 1,0±1,5 (mV/V)

Độ lệch tuyến tính 0,05 (%)

Ảnh hưởng nhiệt độ tới độ nhạy 0,003 (%RO/°C)

Ảnh hưởng nhiệt độ tới điểm không 0,02 (%RO/°C)

Độ cân bằng điểm không ±0,1 (%RO)

Trở kháng đầu vào 1.066 ± 20 (Ω)

Trở kháng ngõ ra 1.000 ± 20 (Ω)

Trở kháng cách li 50V 2.000 (mΩ)

Điện áp hoạt động 5 (V)

Nhiệt độ hoạt động -20 ~ 65 (°C)

Chất liệu cảm biến Nhôm

d. Bộ điều chỉnh áp suất xăng

Chọn bộ điều chỉnh áp suất khí nén STNC TR2000-02

(Bảng 3) để thay đổi áp suất nhiên liệu theo yêu cầu trong

quá trình thực hiện thí nghiệm. Đây là bộ điều chỉnh kiểu

dẫn khí cân bằng, kèm cơ cấu tràn, nên có những đặc tính

ưu việt như: ổn áp có độ nhạy cao, phản ứng nhanh, khóa

chặn chắc chắn, đồng thời có khả năng lắp ráp tương ứng

với các sản phẩm khác.

Bảng 3. Thông số kỹ thuật bộ điều áp STNC TR2000-02

Quy cách TR2000-02

Môi trường làm việc Không khí

Lưu lượng 500 (L/mm)

Áp lực sử dụng 0,05 - 1 (MPa)

Nhiệt độ 0 - 60 (°C)

Kiểu van Kiểu van tràn

Kiểu ren đồng hồ G1/8

Hãng sản xuất STNC

e. Đồng hồ hiển thị áp suất

Ta sử dụng đồng hồ đo

áp suất dùng để hiển thị áp

suất của nhiên liệu trong

quá trình thực hiện thí

nghiệm kết hợp với bộ

điều áp để điều chỉnh áp

suất theo yêu cầu.

Hình 8. Đồng hồ hiển thị áp suất

f. Module ADC 24bit HX711

Module ADC 24bit HX711 (Bảng 4) là mạch đọc giá

trị của loadcell có độ phân giải 24bit với tốc độ lấy mẫu là

12 lần/giây. Mô-đun giao tiếp với vi điều khiển qua 2 dây

(clock và data).

Bảng 4. Thông số kỹ thuật của ADC 24bit HX711

Điện áp làm việc 2,7 ÷ 5 (V)

Dòng tiêu thụ < 1,5 (mA)

Tốc độ lấy mẫu 12 (SPS)

Độ phân giải 24 bit ADC

Độ phân giải điều áp 40 (mV)

Hình 7. Loadcell

Hình 6. Vòi phun điện trở cao

sử dụng trên động cơ 1ZZ-FE


g. Bình chứa nhiên liệu

Bình chứa nhiên liệu có

áp suất làm việc an toàn

dưới 10 kg/cm2.

Hình 9. Bình chứa nhiên liệu

h. Sơ đồ mạch điện

Hình 10. Sơ đồ mạch điện

2.2.4. Chế tạo khung và lắp đặt hoàn thiện băng thử

Từ bản vẽ thiết kế, chế tạo khung giá đỡ và lắp đặt các

thành phần lên băng thử như Hình 11.

Hình 11. Thiết kế chế tạo khung băng thử

3. Thử nghiệm và đánh giá

3.1. Các thông số chọn

Bảng 5. Bảng thông số chọn

Thời gian xung điều khiển (ms) 2 4 6 8 10

Áp suất nhiên liệu (kg/cm2) 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

3.2. Kiểm tra tín hiệu điều khiển vòi phun

Hình 12. Tín hiệu xung điều khiển mở vòi phun ti = 2,4 ms

Trước khi tiến hành thử nghiệm, kiểm tra xung điều

khiển thời gian mở vòi phun ti có hoạt động đúng theo yêu

cầu hay không. Từ các kết quả kiểm tra, nhận thấy băng

thử hoạt động chính xác ở các thời gian đóng mở vòi phun.

Hình 13. Tín hiệu xung điều khiển mở vòi phun ti = 6,8 ms

3.3. Xác định thời gian mở nhỏ nhất to của vòi phun

Để xác định to của vòi phun thử nghiệm ở các mức áp

suất khác nhau, ta sẽ điều chỉnh thời gian xung điều khiển

tăng từ 0,5 ms đến 1,5 ms với bước điều chỉnh là 0,1 ms

đến khi nào vòi phun bắt đầu phun thì dùng lại và ghi lại số

liệu. Sau quá trình kiểm tra ta có số liệu như Bảng 6.

Bảng 6. Thời gian to của vòi phun

Áp suất nhiên liệu, kg/cm2 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

Thời gian to, ms 1,0 1,1 1,1 1,2 1,2

3.4. Thử nghiệm phun xăng

3.4.1. Các bước tiến hành thử nghiệm

• Bước 1: Đổ đầy xăng vào bình chứa;

• Bước 2: Điều chỉnh áp suất xăng theo yêu cầu;

• Bước 3: Bắt đầu tiến hành phun nhiên liệu với thời

gian t1 và số lần phun 2.500 ở tốc độ mô phỏng là 3.000

vòng/phút; Số lượng phun 2.500 lần dựa trên khối lượng

xăng phun nằm trong vùng làm việc hiệu quả của loadcell

và thời gian thực hiện một lần thử nghiệm là nhỏ nhất;

• Bước 4: Ghi lại số liệu kết quả thực hiện.

3.4.2. Kết quả thử nghiệm

Kết quả thử nghiệm tổng 2.500 lần phun được trình bày

trên Bảng 7 và kết quả tính trung bình 1 lần phun được trình

bày trên Bảng 8.

Bảng 7. Bảng lượng xăng (g) sau 2.500 lần phun

t1 (ms) p (kg/cm2)

2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

2 12,71 13,61 14,32 15,58 16,18

4 28,45 31,08 33,1 35,55 38,09

6 44,12 48,74 52,05 55,42 59,09

8 60,87 65,73 70,36 75,99 79,75

10 75,86 81,25 90,31 96,54 102,42

Bảng 8. Bảng lượng xăng (g) trung bình 1 lần phun

t1 (ms) p (kg/cm2)

2,0 2,5 3,0 3,5 4,0

2 0,0051 0,0054 0,0057 0,0062 0,0065

4 0,0114 0,0124 0,0132 0,0142 0,0152

6 0,0176 0,0195 0,0208 0,0222 0,0236

8 0,0243 0,0263 0,0281 0,0304 0,0319

10 0,0303 0,0325 0,0361 0,0386 0,0410


Hình 14. Đồ thị xác định hệ số x, K tại áp suất p = 2,0 kg/cm2





Từ Bảng 8, xây dựng các hàm xấp xỉ theo công thức (4)

được các đồ thị (từ Hình 14 đến Hình 18). Ta xác định được

bộ thông số (p, x, K) của vòi phun với sai số nhỏ hơn 2%,

được trình bày trên Bảng 9. Giá trị x = 0,6 không thay đổi

khi thay đổi p.

Bảng 9. Bộ thông số (p, x, K) của vòi phun thử nghiệm

STT p (kg/cm2) x K (g/ms)

1 2,0 0,6 31,5e-4

2 2,5 0,6 34,5e-4

3 3,0 0,6 37,2e-4

4 3,5 0,6 40,5e-4

5 4,0 0,6 43,0e-4

Từ Bảng 9, dùng phương pháp xấp xỉ hàm tuyến tính,

xác định được hệ số K theo áp suất nhiên liệu của vòi phun

như sau:

K = 0,00029.p + 0,002864 (g/ms) (5)

Hình 19. Xấp xỉ giá trị K theo áp suất p

4. Kết luận

Sau quá trình nghiên cứu, thiết kế, chế tạo băng thử vòi

phun động cơ xăng, tiến hành thử nghiệm trên vòi phun

mẫu, ta rút ra một số kết luận như sau:

• Đã chế tạo thành công băng thử vòi phun động cơ

xăng cho loại vòi phun điện trở cao;

• Bằng cách sử dụng băng thử vòi phun để thử nghiệm vòi

phun, ta đã xây dựng được phương pháp xác định công thức

tính toán lượng xăng phun Gnl qua vòi phun theo thời gian điều

khiển mở vòi phun t1 với áp suất nhiên liệu p bất kỳ.

Để nâng cao hiệu quả của băng thử vòi phun, hướng

phát triển trong thời gian đến là:

• Bổ sung phương án điều khiển vòi phun điện trở thấp.

• Thay thế đồng hồ đo áp suất cơ học bằng cảm biến áp

suất để tăng độ chính xác của kết quả đo.


[1] Rolf Gscheidle, Stuidiendirektor, Winnenden, Kỹ thuật ô tô và xe

máy hiện đại (bản dịch tiếng Việt), Europa Lehrmittel, 2013.

[2] L. Ostrica, M. Gutten, J. Jurcik, “Analysis of gasoline injection

system”, Journal of Electrical Engineering, ISSN 1542-8594, Vol 14, 2014, pp. 248-252.

[3] Milan Sebok, Jozef Jurcik, Miroslav Gutten, Daniel Korenciak,

Jerzy Roj, Pawel Zukowski, “Diagnostics and measurement of the

gasoline engines injection system”, Przegląd Elektrotechniczny,

ISSN 0033-2097, r. 91 NR 8/2015, pp. 77 - 80.

[4] https://www.arduino.cc/


0.00%

1.00%

2.00%

3.00%

4.00%

5.00%

0

0.01

0.02

0.03

0 2 4 6 8 10 12Thực nghiệm (g/ct) Sai số (%)

0.00%

1.00%

2.00%

3.00%

4.00%

5.00%

0

0.01

0.02

0.03


0.00%

1.00%

2.00%

3.00%

4.00%

5.00%

0

0.01

0.02

0.03


0.00%

1.00%

2.00%

3.00%

4.00%

5.00%

0

0.01

0.02

0.03

0.04


0.00%

1.00%

2.00%

3.00%

4.00%

5.00%

0

0.005

0.01

0.015

0.02

0.025

0.03

0.035

0.04

0 2 4 6 8 10 12

Thực nghiệm (g/ct) Sai số (%)

y = 0.00029x + 0.002864

0.0031

0.0033

0.0035

0.0037

0.0039

0.0041

0.0043

2 2.5 3 3.5 4K Linear (K)


TÍNH TOÁN THỜI GIAN CẤP ĐÔNG THỰC PHẨM HÌNH DẠNG BẤT KỲ

VỚI HAI BIÊN ĐỐI LƯU KHÔNG ĐỐI XỨNG

CALCULATION OF FREEZING TIME FOR MULTIDIMENSIONAL SHAPE FOOD

BY TWO NONSYMMETRIC CONVECTION BOUNDARY

Hoàng Minh Tuấn1, Võ Chí Chính2, Nguyễn Thành Văn2 1Trường Cao đẳng Công nghiệp Huế; [email protected]

2Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo này trình bày một mô hình giải tích đơn giản để tính toán tính chất nhiệt vật lý và thời gian cấp đông thực phẩm hình dạng bất kỳ bằng hai biên đối lưu không đối xứng. Mô hình này dựa vào phương trình cân bằng nhiệt tức thời của vật cho các giai đoạn chuyển pha với quá trình truyền nhiệt không ổn định trong giai đoạn làm lạnh, chuyển pha và quá lạnh. Phương pháp này cho kết quả khá chính xác so các phương pháp đã có từ trước đến nay, kể cả phương pháp sai phân và phần tử hữu hạn. Nhờ các phép tính này dễ dàng được lập trình trên máy tính, nên cho phép dự đoán đơn giản, nhanh chóng và chính xác thời gian đông lạnh thực phẩm. Kết quả nghiên cứu chứng minh thời gian cấp đông của phương pháp này so với phương pháp phần tử hữu hạn và thực nghiệm không quá 10%.

Abstract - This article presents a simple analytic model used to predict thermal properties and freezing time of food in multidimensional shape by two nonsymmetrical convection boundaries. This model is based on the energy balance equation of food products for transition phase with unsteady heat transfer in pre-cooling, phase change and tempering time. This method gives more accurate results than the previous methods, including the finite difference and finite element methods. Based on these calculations, it is easy to program on computer and allows us to predict quick, simple and accurate freezing time of food. Compared with finite element method, this method indicates that freezing time does not exceed 10%.

Từ khóa - hình dạng bất kỳ; không đối xứng; thời gian đóng băng; thực phẩm; truyền nhiệt không ổn định

Key words - multidimensional shape; nonsymmetric; freezing time; food product; transient heat transfer


Đông lạnh là một trong những phương pháp quan trọng

để bảo quản thực phẩm. Do đó, tính toán thời gian cấp đông

là yếu tố quan trọng quyết định đến chất lượng thực phẩm.

Để giải được bằng giải tích người ta phải có nhiều giả thiết

để đơn giản bài toán nên hiện nay chưa có một phương

pháp giải nào đủ độ tin cậy và chính xác. Hầu hết các

phương pháp giải tích để tính toán thời gian đóng băng

được phát triển từ phương trình của Plank [15]. Hạn chế

của phương pháp này là coi nhiệt độ ban đầu của vật bằng

nhiệt độ điểm đông, tính chất nhiệt vật lý không thay đổi,

dẫn nhiệt trong lớp băng là ổn định, không tách riêng quá

trình chuyển pha đẳng nhiệt khỏi hai quá trình đơn pha có

nhiệt độ giảm.

Các phương pháp khác của Nagaoka và cộng sự [13];

Cleland và Earle [3], [4], [5]; Hung và Thompson đã được

đề xuất để điều chỉnh phương trình Plank [16]. Bên cạnh

đó, một số phương pháp của Mascheroni và Calvel [12];

De Michelis và Calveo [9]; Castaigne [2] và Pham [15] có

kết hợp với phương trình cân bằng nhiệt trong quá trình làm

lạnh và quá lạnh.

Mascheroni và Calvelo [12] đã đề xuất một phương

pháp tính toán thời gian cấp đông thực phẩm với điều kiện

biên loại ba đối xứng. Phương pháp này khá chính xác.

Thời gian đóng băng là tổng của thời gian làm lạnh, chuyển

pha và quá lạnh. Thời gian chuyển pha sử dụng phương

trình Plank [16] để tính toán. Tuy nhiên, phương pháp này

sử dụng đồ thị trong quá trình tính toán, có thể mắc phải

sai số của các đồ thị.

Trong khuôn khổ bài báo này, chúng tôi đề xuất phương

pháp mới xác định thời gian đóng băng cho thực phẩm có

hình dạng bất kỳ với biên đối lưu không đối xứng. Đây là

bài toán cơ sở để xác định thời gian đóng băng cho thực

phẩm có hình dạng khác nhau và có thể ứng dụng vào trong

sản xuất.

2. Kết quả nghiên cứu và khảo sát

2.1. Tính toán tính chất nhiệt vật lý của thực phẩm

Tính chất nhiệt vật lý của thực phẩm được xác định khá

chính xác với thực tế bằng mối quan hệ đơn giản nếu biết

được thành phần khối lượng nước, chất béo và rắn trong

thực phẩm [6]:

W F S 1 (1)

Ở đây, W là thành phần khối lượng nước, F là thành

phần khối lượng chất béo, S là thành phần khối lượng chất

rắn.

2.1.1. Nhiệt độ bắt đầu đóng băng

Nhiệt độ bắt đầu đóng băng của thực phẩm được xác

định bởi công thức [8]:

o

0t 1,8 W, C

(2)

2.1.2. Hàm lượng băng

Hàm lượng băng được tính bởi biểu thức [11]:

0tI W 0,25S 120

(3)

Trong đó: I là hàm lượng băng khi đông lạnh hoàn toàn.

2.1.3. Khối lượng riêng

Khối lượng riêng thực phẩm phụ thuộc vào vật ẩm đó

đã đóng băng hay chưa. Tuy nhiên, nó thay đổi khá nhỏ nên

có thể xác định bởi giá trị trung bình [8]:

31, kg / m

W S F

1000 1300 850

(4)

96 Hoàng Minh Tuấn, Võ Chí Chính, Nguyễn Thành Văn

2.1.4. Hệ số dẫn nhiệt

Đối với thực phẩm chưa đóng băng [11]:

l

W S F, W / mK

1695 5306 4722

(5)

Đối với thực phẩm đóng băng [11]:

p p

s

p p

4,8 k 2 2,4 k C2,4 , W / mK

4,8 k 2,4 k C

(6)

Với C, kp là các hệ số và được xác định cụ thể bởi [8]

2.1.5. Nhiệt dung riêng

Đối với thực phẩm chưa đóng băng [6]:

lc 4180W 1400S 1900F, J / kgK (7)

Đối với thực phẩm đóng băng [6]:

sc 4180 W I 1940I 1400S 1900F, J / kgK (8)

2.2. Phát biểu bài toán đông lạnh thực phẩm và các giả

thuyết nghiên cứu

2.2.1. Phát biểu bài toán

Xét thực phẩm dạng tấm phẳng rộng vô hạn có chiều dày

2 như Hình 1. Khối lượng riêng và nhiệt dung riêng pha

ẩm và pha rắn là l , lc và s ,

sc . Thực phẩm có độ ẩm ,

hệ số dẫn nhiệt pha ẩm l và rắn

s , nhiệt độ ban đầu it ,

nhiệt độ bắt đầu đóng băng 0t , nhiệt hóa rắn pha ẩm rc và

được quá lạnh để nhiệt độ lớn nhất của vật đạt ct bằng cách

cho vật tiếp xúc với hai môi trường có nhiệt độ

f1 f 2 c 0 it t t t t .

Cần tính thời gian cấp đông theo các thông số của bài

toán.

Hình 1. Phân bố t(x,) trong vật trong quá trình đóng băng

và quá lạnh

2.2.2. Giả thiết nghiên cứu

1. Tại mỗi thời điểm coi nhiệt độ t() trong vật

đơn pha (ẩm hoặc băng) là phân bố đều trong thể tích

của vật.

2. Các thông số vật lý ,c, của vật ẩm hoặc băng là

không đổi và phân bố đều trong vật.

3. Quá trình đóng băng là quá trình chuyển pha từ lỏng

sang rắn của các thành phần ẩm trong thực phẩm ở nhiệt

độ hóa rắn t = t0 = const và tỏa ra lượng nhiệt bằng nhiệt

hóa rắn r.

2.3. Tính toán thời gian cấp đông

2.3.1. Tính thời gian làm lạnh vật ẩm 1

Thời gian làm lạnh vật ẩm 1 từ nhiệt độ ban đầu ti đến

nhiệt độ bắt đầu hóa rắn t0 được tính theo phương trình cân

bằng nhiệt lúc cho V 2 f sau thời gian vô cùng bé d

khi nhiệt độ giảm một lượng dt là k1 k2du Q Q hay:

l l 1 f1 2 f 22 f c ( dt) k f (t t ) k f (t t ) d (9)

1 2 1 f1 2 f 2

l l

k k k t k tdtt

d 2 c 2 c

a

m1 i m1t( ) t (t t ).e

Trong đó: 11 2

l

k ka , s

2 c

, 1 f1 2 f 2m1

1 2

k t k tbt , K

a k k

l i m1

1

1 2 0 m1

2 c t tln , s

k k t t

(10)

Với 1

1 2l 1

1 Wk ,

2 m K

, 1

2 2l 2

1 Wk ,

2 m K

Khi f1 f 2 ft t t và 1 2 đây là bài toán cấp đông

với hai biên đối lưu đối xứng, thời gian 1 được tính bằng

công thức:

l i f

1dx

0 f

c t tln , s

k t t

(11)

2.3.2. Tính thời gian chuyển pha 2

a. Tính thời gian chuyển pha mặt tiếp xúc ( f1t và 1 )

với Kx 0 x là 12 :

Gọi x là độ dày lớp băng đã tạo ra trước thời điểm ,

dx là độ dày lớp băng mới tạo ra sau thời gian vô cùng bé

d . Phương trình cân bằng nhiệt là:

0 f1

l 1

t tr f dx fd , J

x 1

(12)

+ Luật đóng băng (x) , là dạng tích phân của phương

trình (12):

x

0 f1 l 10 0

r x 1d dx

t t

2 l

l 0 f1 1

2 xr(x) x , s

2 t t

(13)

Hàm ngược của (x) cũng gọi là luật đóng băng, có

dạng:

l2

l 0 f1 l

211

2 t tx( ) , m

r

21 1 1x( ) A x x , m (14)

Trong đó: l 0 f1 2 1

1

2 t tA , m s

r

, l1

1

x , m

+ Vận tốc đóng băng là vận tốc chuyển động của mặt

băng ra xa môi trường lạnh:


11 1

21

1 1

A Adxv , ms

d 2 x( ) x 2 A . x

(15)

Biểu thức (15) cho biết vận tốc đóng băng tỷ lệ nghịch

với .

+ Gia tốc đóng băng (hay gia tốc của mặt băng) là:

221

32

1 1

Adv dv dxa , ms

dt dx d4 A x

(16)

Biểu thức (16) cho biết gia tốc đóng băng giảm khi x và

tăng.

b. Tính thời gian chuyển pha mặt tiếp xúc ( f 2t và 2 )

với Ky 0 y là 22

Thiết lập tương tự như Mục 2.3.2.a ta có các biểu thức

của luật đóng băng, vận tốc và gia tốc đóng băng như sau:

22 2 2y( ) A x x , m (17)

12

22 2

Adyv , ms

d 2 A x

(18)

222

32

2 2

Adv dv dya , ms

dt dy d4 A x

(19)

Với: l 0 f 2 2 12

2 t tA , m s

r

, l2

2

x , m

c. Tính thời gian chuyển pha 2

Vì sau thời gian 2 , hai mặt băng tiến sát nhau, làm cho

toàn bộ bề dày 2 của thực phẩm được đóng băng hoàn

toàn, nên ta có 2 2x( ) y( ) 2 , hay là:

2 2

1 2 1 1 2 2 2 2A x x A x x 2

(20)

Phương trình (21) sau phép biến đổi tương đương có

dạng: 21 2 1 2 1a b c 0 (21)

Với: 2 4 21 1 2a (A A ) , m s

, 2 2 2 2

1 2B x x , m

2 2 4 11 1 2 1 2 1 2b 2B A A 4A x 4x A , m s

Ở đây: 1 22 x x , m , 2 2 2 41 1 2c 4.x .x B , m

Nghiệm của phương trình (21) là:

212 1 1 1

1 1

b 1b 4a c , s

2a 2a

2K 2 1 2 1 1x x( ) A x x , m

và 2K 2 2 2 2 2y y( ) A x x , m

Khi cấp đông với hai biên đối lưu đối xứng ( f1 f 2t t

và 1 2 ) thì:

2

2dx0 f l

r, s

t t 2.

(22)

2.4. Tính thời gian quá lạnh băng 3

Phương trình cân bằng nhiệt cho khối băng V 2 f

đang quá lạnh lúc sau d là k1 k2du Q Q hay:

s 1 f1 2 f 22 f c ( dt) k (t t )f k (t t )f d (23)

1 2 1 f1 2 f 2

s s

k k k t k tdtt

d 2 c 2 c

am2 0 m2t t t t e (24)

s 0 m2

3

1 2 c m2

2 c t tln , s

k k t t

(25)

Với:1

k1 2

s 1

x 1 Wk ,

m K

và 1

k2 2

s 2

y 1 Wk ,

m K

2 2

m2 i fi i

i 1 i 1

t k .t / k , K

Trong trường hợp cấp đông với hai biên đối lưu đối

xứng ( f1 f 2 ft t t và 1 2 ) thì:

s 0 f

3dx

c f

c t tln , s

k t t

(26)

2.5. Hệ số hình học quy đổi của vật ẩm

Cleland và Earle [5] đã tính toán thời gian đông lạnh

cho thực phẩm có hình dạng phi tiêu chuẩn như sau:

ptc , sE

(27)

Với tp là thời gian cấp đông cho sản phẩm có hình dạng

tấm phẳng rộng vô hạn và E là kích thước truyền nhiệt

tương đương.

2.5.1. Hệ số hình học quy đổi cho vật ẩm có dạng hộp,

thanh chữ nhật dài vô hạn, trụ hữu hạn, tấm phẳng rộng

vô hạn, trụ dài vô hạn và cầu

Cleland và cộng sự [6] đã xây dựng biểu thức tổng quát

để xác định E như sau:

1 2 1 3 2E G G E G E (28)

1 1,77 1,77 2,501 1 1 1

X 2,32 2,32 0,73E 1 X

2 1,77 1,77 3,692 1 1 1

X 2,32 2,32 0,50E 1 X

, 1,34X x x / Bi x ,

Bi R / , 1 2 1D / D , 2 3 2D / D

Hình 2. Xác định kích thước sản phẩm

Trong đó, R là bán kính hoặc một nửa kích thước nhỏ

nhất của sản phẩm; D1, D2 và D3 là kích thước ngắn nhất,

thứ hai và dài nhất của sản phẩm; G1, G2, G3 là các hằng số

hình học được xác định theo Bảng 1.

98 Hoàng Minh Tuấn, Võ Chí Chính, Nguyễn Thành Văn

Bảng 1. Hằng số hình học cho tính toán E [6], [8]

Hình dạng G1 G2 G3

Hộp (β1 > 1, β2 > β1) 1 1 1

Thanh chữ nhật dài vô hạn (β1 > 1, β2 = ) 1 1 0

Trụ hữu hạn D > H (β1 = β2, β1 ≥ 1) 1 2 0

Trụ hữu hạn D < H (β1 = 1, β2 ≥ 1) 2 0 1

Tấm phẳng rộng vô hạn (β1 = β2 = ) 1 0 0

Trụ dài vô hạn (β1 = 1, β2 = ) 2 0 0

Cầu (β1 = β2 = 1) 3 0 0

Hai chiều bất kỳ (β1 >1, β2 = ) 1 1 0

Ba chiều bất kỳ (β1 >1, β2 > β1) 1 1 1

2.5.2. Hệ số hình học quy đổi cho vật ẩm có dạng trụ elip

McNabb và cộng sự [15] xác định gần như chính xác

khi 3 1D / D 10 là:

2E 1 1 2 / Bi / 2 / Bi (30)

2.5.3. Hệ số hình học quy đổi cho vật ẩm có dạng ellipsoid

Phạm đã đề xuất công thức tính dựa trên mối quan hệ

giữa ellipsoid và bán kính R x Rβ1 x Rβ2 [15]:

p

q q1 1s 1 2 1 2E 1 AR / V 1 /

(31)

2.5.4. Hệ số hình học quy đổi cho vật ẩm có dạng không

xác định

Cleland [6] đề nghị dùng biểu thức (30) với:

21 1A / R và

22 2A / R (33)

Ở đây A1, A2 là diện tích mặt cắt ngang được xác định

như hình sau: với những vật hình dạng không xác định hai

chiều, A1 là diện tích mặt cắt ngang và R là bán kính nhỏ

nhất; với những vật hình dạng không xác định ba chiều,

A1 là diện tích mặt cắt ngang nhỏ nhất, A2 là diện tích mặt

cắt ngang trực giao với bán kính nhỏ nhất.

Hình 3. Vị trí xác định diện tích mặt cắt ngang A1 và A2 [14]

2.6. Khảo sát bài toán cấp đông thực phẩm và so sánh kết

quả với các phương pháp khác

2.6.1. Xác định hệ số tỏa nhiệt bề mặt

Hệ số tỏa nhiệt bề mặt giữa thực phẩm và không khí

làm lạnh đối với vật ẩm không bao gói có thể xác định bằng

công thức [8]:

+Thực phẩm có dạng phẳng: 0,8 2a7,3v , W / m K

+Thực phẩm có dạng oval:

0,6 2a12,5v , W / m .K

Ở đây, a là tốc độ không khí (m/s).

2.6.2. Khảo sát bài toán cấp đông thực phẩm [10]

Cần cấp đông cho cá tra dạng tấm phẳng có

D1 = 0,012m và D2 = 0,07m bằng tủ đông IQF thẳng. Nhiệt

độ ban đầu của cá tra ti = 12°C được làm lạnh đến nhiệt độ

tâm theo yêu cầu tc = -18°C. Nhiệt độ của không khí lạnh

là tf = -42°C, vận tốc không khí a

mv 18

s . Tính toán thời

gian cấp đông.

Bảng 2. Thành phần khối lượng của cá tra [10]

STT Thành phần Ký hiệu Giá trị và đơn vị

1 Nước W 67,3%

2 Béo F 15,4%

3 Rắn S 17,3%

Bảng 4. Kết quả tính toán thời gian đóng băng [13]

Thời

gian Công thức tính

Giá

trị, [s]

Tỷ số i / ,

%

1 l i m1

1

1 2 0 m1

2 c t tln , s

k k t t

91 19,28

2 21

2 1 1 11 1

b 1b 4a c

2a 2a

296 62,71

3 s 0 m2

3

1 2 c m2

2 c t tln , s

k k t t

85 18,01

1 2 3 472 100

Bảng 3. Các thông số vật lý của cá tra được tính toán theo

thành phần khối lượng

TT

Thông số

Ký hiệu

Giá trị

Pha ẩm

(l)

Chuyển

pha (l)

Pha rắn

(s)

1 Khối lượng

riêng, kg/m3

1.013 1.013 1.013

2 Nhiệt độ bắt đầu

đóng băng, °C 0t -1,127

3 Nhiệt ẩn hóa rắn,

kJ/kg

r 198,25

4 Nhiệt dung

riêng, J/kg.K

c 3.347,94 2.016,79

5 Hệ số dẫn nhiệt,

W/mK

0,4682 1,1971


Bảng 5. So sánh kết quả của phương pháp này với một số phương pháp giải tích khác đối với cá tra

STT Tác giả Giá trị ,

[s]

Sai số

Sai số tương đối, % Sai số trung bình, % Độ chính xác, %

td i1 / i i1 / i ic 1

1 Phương pháp của tác giả 472 0 0,94 99,06

2 Plank (1941) 398 - 18,59 14,88 85,12

3 Cleland và Earle

(1977, 1979a, 1979b)

481 1,87 2,87 97,13

4 Pham (1986) 455 - 3,73 2,69 97,31

5 Castaigne và Lacroix

(1987a, 1987a, 1988) 532

+ 11,28

13,77

86,23

Để so sánh thời gian đóng băng thực phẩm cá tra của

phương pháp này với một số phương pháp giải tích khác,

ta sẽ coi thời gian cấp đông chính xác của cả 5 phương pháp

là trị trung bình thời gian 5

1

1, s

5 . Khi đó sai số của

từng phương pháp so với trị trung bình thời gian , sẽ được

ghi trong Bảng 5.

Bảng 4 cho thấy, thời gian chuyển pha cho cá tra chiếm

tỷ lệ hơn 55 % thời gian cấp đông. Các công thức tính

cho từng giai đoạn rất đơn giản, lập trình trên máy tính một

cách dễ dàng.

Bảng 5 cho thấy, phương pháp đề xuất trong bài báo

này có độ chính xác so với trị trung bình thời gian là cao

nhất, so với bốn phương pháp còn lại.

Bảng 6. So sánh kết quả của phương pháp này với phương pháp

số (PTHH) và thực nghiệm [10]

STT Tác giả Giá trị , [s] Sai số tương đối, %

1 Phương pháp

của tác giả 472 0

2 Lý thuyết 524 +9,92

Thực nghiệm 509 +7,27

Bảng 6 cho thấy, phương pháp giải tích này có sai số

với phương pháp phần tử hữu hạn khi tính toán cho thực

phẩm cá tra là 9,92 %, so với thực nghiệm là 7,27 %.

3. Kết luận và kiến nghị

- Đây là phương pháp đơn giản để dự đoán thời gian

đóng băng cho vật ẩm có hình dạng bất kỳ. Mô hình này

cho phép tính dễ dàng và nhanh chóng dựa trên phương

trình cân bằng nhiệt;

- Sai số phương pháp này so với phương pháp phần tử

hữu hạn và thực nghiệm không quá 10%, cho thấy: các

công thức đưa ra trong phương pháp này khá chính xác và

có thể ứng dụng để dự đoán quá trình đóng băng thực phẩm

trong thực tế;

- Các sai số gây ra chủ yếu trong phương pháp này là do

các thông số vật lý ( ,c, ... ) chưa có số liệu chính xác, ảnh

hưởng của thiết bị và điều kiện môi trường thực nghiệm.


[1] Castaigne, F, “Calcul des temps de congelation d'aliments ayant la

forme d'une tranche infinie ou d'un parallepipede rectangle”,

Lebensm. Wiss. u. Technol, 18(4), 1985, pp. 212-219.

[2] Castaigne, F, “Calcul des temps de congelation d'aliments ayant la forme d'un cylindre infini, d'un cylindre fini ou d'une sphere”,

Lebensm. Wiss. u. Technol, 1985b, 18:137.

[3] Cleland, A.C. and Earle, R.L, “A comparison of analytical numerical

methods for predicting the freezing times of foods”, Journal of Food

Science, 42(5), 2006, pp. 1390 - 1395.

[4] Cleland, A.C. and Earle, R.L, “The third kind of boundary condition in numerical freezing calculations”, Int. J. Heat Mass Transfer, Vol.

20, Issue 10, 1977, pp. 1029 - 1034.

[5] Cleland, A.C. and Earle, R.L, “A simple method for prediction of

heating and cooling rates in solids of various shapes”, International

Journal of Refrigeration, Vol. 5, Issue 2, 1982, pp. 98 – 106.

[6] Cleland, DJ., Cleland, AC., White, SD., Love, RJ., Merts, I., East,

A., Paterson, AHJ, Cost-Effective Refrigeration, Massey University, Palmerston North, New Zealand, 2010.

[7] Cleland, DJ., Love, RJ., Merts, L., & Bronlund, JE, Minimising

product weight loss, Institute of refrigeration, heating and air

conditioning engineering of New Zealand Technical Conference: Proceedings, Manukau City, Auckland, NZ, 2005.

[8] Cleland, DJ, Food chilling and chilling time prediction, Principles

of moisture loss from products, in Workshop Madison, Wisconsin,

USA, 2012.

[9] De Michelis, A. and Calvelo, A, “Freezing time predictions for brick

and cylindrical shaped foods”, J. Food Sci, Vol. 48, Issue 3, 1983, pp. 909 - 913.

[10] Đỗ Hữu Hoàng, Nghiên cứu mô phỏng và xác định chế độ cấp đông

hợp lý cho cá tra Việt Nam, Luận văn tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại

học Bách khoa Hà Nội, 2014.

[11] Lovatt, S. J, Refrigeration and Energy, Meat Industry Research

Institute, Hamilton, NZ, 2009.

[12] Mascheroni, R.H., Calvelo, A., “A simplified model for freezing time calculations in foods”, Journal of Food Science, 47, 1982, pp.

1201-1207.

[13] Nagaoka, J., Takaji, S., and Hohani, S, “Experiments on the

Freezing of fish in air blast freezer”, Proc. IX Int. Congo Refrig, 4,

1955, 4: 105.

[14] Nguyễn Bốn, Võ Chí Chính, Hoàng Minh Tuấn, “Tính toán thời gian

cấp đông thực phẩm dạng trụ vô hạn và cầu”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại họcĐà Nẵng, Số 11(96), 2015, trang 11 - 15.

[15] Pham, Q.T, Food freezing and thawing calculations, SpringerBriefs

in Food, Health, and Nutrition, 2014.

[16] Plank R., “Beitrage zur Berechnung und Bewertung der

Gefriergesch Windikeit von Lebensmitteln”, Beiheft zur Zeitschrift

für die gesamte Kalte-Industrie Reihe 3 Heft, 1941, 10: 116.


http://www.springer.com/series/10203

http://www.springer.com/series/10203

100 Phan Như Thúc, Đinh Hữu Tuyến

ĐÁNH GIÁ HIỆN TRẠNG SẢN XUẤT VÀ ĐỀ XUẤT ÁP DỤNG CÁC GIẢI PHÁP

SẢN XUẤT SẠCH HƠN CHO CÔNG TY TNHH MTV ĐỒ HỘP

HẠ LONG - ĐÀ NẴNG

ASSESSING THE PRODUCTION STATUS AND APPLYING CLEANER PRODUCTION

SOLUTIONS TO HALONG-DANANG CANFOCO CO., LTD

Phan Như Thúc1, Đinh Hữu Tuyến2 1Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected]

2HVCH K31 ngành Kỹ thuật môi trường, Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng;

[email protected]

Tóm tắt - Nghiên cứu đã tiến hành đánh giá hiện trạng sản xuất và phân tích, sàng lọc các giải pháp sản xuất sạch hơn, áp dụng tại Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng nhằm tìm ra các cơ hội tiết kiệm năng lượng, nguyên vật liệu, giảm thiểu các nguy cơ gây ô nhiễm môi trường trong quá trình sản xuất, chế biến thủy hải sản; đề xuất biện pháp kỹ thuật để xử lý các vấn đề môi trường còn tồn tại tại Công ty. Kết quả nghiên cứu cho thấy, Công ty có nhiều cơ hội áp dụng các giải pháp sản xuất sạch hơn, hầu hết các giải pháp đều có tính khả thi cao, khi áp dụng các giải pháp này vào quá trình sản xuất sẽ mang lại các lợi ích về mặt kinh tế, môi trường thiết thực cho đơn vị. Trên cơ sở đánh giá hiệu quả của việc áp dụng các giải pháp sản xuất sạch hơn tại Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng, có thể triển khai áp dụng cho các doanh nghiệp có loại hình sản xuất tương tự.

Abstract - This research focuses on assessing the status of production process, analyzing and selecting the application of cleaner production solutions to Halong-Danang Canfoco Co., Ltd to find out the opportunities for saving energy, materials as well as minimizing risk of environmental pollution from seafood producing process. The research also proposes technical measures to deal with the company's current environmental issues. The results show that the company has many opportunities to apply cleaner production solutions. Most of the suggested solutions are highly feasible and promise to bring many economic and environmental benefits if applied into production process. On the basis of assessing the effectiveness of applying cleaner production solutions to Halong-Danang Canfoco Co., Ltd, the research suggests adopting these selected solutions to other enterprises that have similar producing process.

Từ khóa - chế biến thủy sản; Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng; giảm thiểu chất thải tại nguồn phát sinh; sản xuất sạch hơn; tiết kiệm năng lượng.

Key words - seafood processing; Halong-Danang Canfoco Co., Ltd; minimize waste at source; cleaner production; energy saving.


Trong những năm cuối thế kỷ 20 và đầu thế kỷ 21, sự

gia tăng dân số, tốc độ đô thị hóa nhanh, sự phát triển không

ngừng của các ngành công nghiệp, nông nghiệp, giao

thông, … kèm theo sự phát thải các chất ô nhiễm (khí thải,

nước thải, chất thải rắn…) ngày càng nhiều, tạo áp lực lớn

cho vấn đề bảo vệ môi trường. Việc nghiên cứu các giải

pháp để giảm thiểu các chất gây ô nhiễm môi trường từ các

hoạt động của con người luôn là một vấn đề cấp bách đối

với các quốc gia trên thế giới, Việt Nam cũng không nằm

ngoài quy luật đó.

Sản xuất sạch hơn (SXSH) là một trong những giải

pháp hữu hiệu đang được áp dụng tại các cơ sở sản xuất

công nghiệp, dịch vụ ở các nước phát triển và đang phát

triển.

Ngành chế biến thủy sản (CBTS) sử dụng nguồn năng

lượng lớn và tạo ra lượng lớn chất thải có nguy cơ gây ô

nhiễm môi trường và ảnh hưởng tới sức khỏe con người.

Tại thành phố Đà Nẵng, ngành CBTS ngày càng phát triển

cả về số lượng doanh nghiệp và quy mô sản xuất. Khu

công nghiệp Dịch vụ thủy sản (KCN DVTS) Đà Nẵng với

diện tích 57,9 ha, tập trung khoảng 40 doanh nghiệp sản

xuất, chế biến các mặt hàng thủy sản. Trong những năm

qua, KCN DVTS Đà Nẵng luôn là điểm nóng về ô nhiễm

môi trường.

Xuất phát từ những ly do trên, nhóm tác giả thực hiện

nghiên cứu “Đánh giá hiện trạng sản xuất và đề xuất áp

dụng các giải pháp sản xuất sạch hơn cho Công ty TNHH

MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng” nhằm đưa ra các giải

pháp tiết kiệm năng lượng, hạn chế phát sinh chất thải tại

nguồn, giảm thiểu ô nhiễm môi trường, giảm chi phí sản

xuất, nâng cao chất lượng sản phẩm và đem lại hiệu quả

kinh tế cao cho doanh nghiệp áp dụng.

2. Đối tượng va phương phap nghiên cứu

2.1. Đối tượng

Quy trình sản xuất, quá trình sử dụng nguyên nhiên liệu

và năng lượng, các chất thải phát sinh tại Công ty TNHH

MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng.


2.2.1. Phương pháp lấy mẫu, phân tích

Việc lấy mẫu và phân tích mẫu theo các quy chuẩn, quy

phạm Việt Nam.

2.2.2. Phương pháp luận đánh giá sản xuất sạch hơn

Việc đánh giá và thực hiện SXSH được tiến hành qua 6

bước với 18 nhiệm vụ [1].

2.2.3. Phương pháp mô hình

Nghiên cứu xử ly bùn thải từ hệ thống xử ly nước thải

(HTXLNT) và tro lò hơi biomass của Công ty bằng mô

hình ủ phân compost hiếu khí (Hình 1).

Bố trí 04 thí nghiệm ủ phân compost như Bảng 1.

- Thời gian và phương pháp theo dõi thí nghiệm:


+ Thời gian ủ: 20 ngày.

+ Tần suất đảo trộn đống ủ: 01 lần/ngày (tiến hành đảo

trộn sau khi đo đạc thông số nhiệt độ, pH vào lúc 18h00

hàng ngày).

+ Theo dõi thí nghiệm: sử dụng thiết bị đo đạc để theo

dõi sự biến thiên nhiệt độ, độ pH của đống ủ. Tần suất đo

đạc: 02 lần/ngày (vào lúc 06h00 và 18h00).

Hình 1. Quy trình ủ phân compost

Bảng 1. Các thí nghiệm ủ phân compost

Thí

nghiệm

Bùn thải

HTXLNT

Tro lò hơi

biomass Chế phẩm

TN1 10 kg 2 kg 0,25 lít PMET

+ 0,75 lít nước (P)

TN2 10 kg 2 kg 20 g EMUNIV

+ 1 lít nước (E)

TN3 10 kg 2 kg 1 lít (P) + 100 ml mật rỉ

TN4 10 kg 2 kg 1 lít (E) + 100 ml mật rỉ

3. Kết quả nghiên cứu va thảo luân

3.1. Phân tích các bước công nghệ quá trình sản xuất

3.1.1. Liệt kê các công đoạn của quá trình sản xuất và các

dòng thải của từng công đoạn

Hoạt động sơ chế cá nguyên liệu (Hình 2) và sơ đồ dòng

quy trình sản xuất tại Công ty (Hình 3).

Hình 2. Sơ chế cá nguyên liệu

Hình 3. Sơ đồ dòng của quá trình sản xuất

3.1.2. Cân bằng vật liệu

Bảng 2 trình bày cân bằng nguyên vật liệu tính cho 1

ngày sản xuất tại Công ty.

3.1.3. Xác định chi phí dòng thải

Các dòng thải chính phát sinh trong quá trình sản xuất

bao gồm chất thải rắn và lỏng với chi phí dòng thải được

tính toán như sau (Bảng 3).

Hộp

Thanh phẩm

Cắt, cân, xếp vao

hộp

Đóng thùng,

nhâp kho

Dán nhãn

In số

Bảo ôn

Thanh trùng,

lam nguội

Lam sạch

Sơ chế, bóc tach

da

Hấp

Phân cỡ

Rửa nguyên liệu

Rót nguyên liệu

phụ, ghép mí

Nguyên liệu

Nước thải, nước đá,

nguyên liệu hỏng

Nước thải (protein, lipit,

TSS, N, P)

CTR: cát, sạn, tạp chất, …

Nước sạch

Nước thải, hơi nước, thịt

dính trên khay hấp Hơi nóng

Nội tạng, da, xương cá,

vụn cá

Nước thải, xương cá còn

xót, thịt vụn trôi theo

nước

Nước sạch

Phần thịt đỏ, vụn thịt,

hộp hỏng

Điện Dầu văng

Hơi nước, nước thải Hơi nóng

Nước sạch

Hộp không đảm bảo chất

lượng

Điện

CTR: bao bì hỏng (nylon,

carton, …), dây buộc,

băng dính

Tiếp nhân

nguyên liệu

Điện, giấy nhãn

Thùng, bao bì,

dây buộc, băng

dính

Lấy mẫu sau khi ủ. Phân tích

một số chỉ tiêu cơ bản

Bùn thải Tro lò hơi Chế phẩm sinh học

Phối trộn nguyên liệu,

chế phẩm theo tỉ lệ.

Kiểm tra độ ẩm

Phối trộn

nguyên liệu

Ủ hiếu khí Ủ hỗn hợp nguyên liệu vào

thùng xốp

Đảo trộn, kiểm tra độ ẩm, bổ

sung nước nếu cần. Đo đạc

nhiệt độ, độ pH của đống ủ.

Kiểm soát quá trình

ủ

Kết thúc

Lấy mẫu phân tích


Bảng 2. Cân bằng vật liệu tính cho 1 ngày sản xuất

(40.000 hộp/ngày)

Công

đoạn

Vât liệu đầu vao Vât liệu đầu ra Dòng thải

Cấu tử Số lượng Cấu tử Số lượng

Tiếp

nhân

nguyên

liệu

Cá ngừ

sọc dưa

13.400

kg/ngày Cá

nguyên

liệu

13.400

kg/ngày

Nước đá

20 m3/ngày Đá vảy

20

m3/ngày

Rửa

nguyên

liệu

Nước 40

m3/ngày Cá

nguyên

liệu

13.400

kg/ngày

Nước thải:

40 m3/ngày

Cá nguyên

liệu

13.400

kg/ngày

Phân cỡ Cá nguyên

liệu

13.400

kg/ngày

Cá

nguyên

liệu

13.400

kg/ngày

Hấp

Hơi nóng - Cá

nguyên

liệu

13.400

kg/ngày

Hơi nước

Cá nguyên

liệu

13.400

kg/ngày

Sơ chế,

bóc tách

da

Cá

nguyên

liệu

13.400

kg/ngày

Cá bán

thành

phẩm

4.102

kg/ngày

Phế phẩm

(đầu, da, mang, đuôi,..):

8.498 kg/ngày

Vụn cá: 800

kg/ngày

Làm

sạch

Nước sạch 25

m3/ngày

Cá bán

thành

phẩm

4.052

kg/ngày

Nước thải:

25 m3/ngày

Cá nguyên

liệu

4.102

kg/ngày

Thịt vụn trôi

theo nước,

xương cá còn

xót,...: 50

kg/ngày

Cắt,

cân, xếp

vao hộp

Cá nguyên

liệu

4.052

kg/ngày

Hộp bán

thành

phẩm

5.292

kg/ngày

Thịt vụn:

150 kg/ngày

Hộp thiếc 1.400

kg/ngày

Hộp thiếc

hỏng: 10 kg

Rót

nguyên

liệu,

ghép mí

Dầu ăn 1.690 kg/

ngày

Hộp bán

thành

phẩm

6.994

kg/ngày

Dầu văng,

còn xót lại:

10 kg/ ngày

Gia vị

(muối, đường, bột

ngọt, các

chất phụ gia

khác)

23

kg/ngày

Gia vị còn

xót trong bao

bì hoặc rơi

vãi: 1 kg

Bán thành

phẩm

5.292

kg/ngày

Thanh

trùng,

làm

nguội

Bán thành

phẩm

6.994

kg/ngày

Hộp bán

thành

phẩm

6.994

kg/ngày

Nước thải:

15 m3/ngày

Hơi nóng - Hơi nước

Nước sạch 15

m3/ngày

Bảo ôn,

kiểm tra

chất lượng

Bán thành

phẩm

6.994

kg/ngày

Hộp bán

thành

phẩm

6.985

kg/ngày

Sản phẩm

lỗi: 9

kg/ngày

In số

Bán thành

phẩm

6.985

kg/ngày

Hộp bán

thành

phẩm

6.985

kg/ngày

Dán

nhãn

Bán thành

phẩm

6.985

kg/ngày

Thành

phẩm

7.000

kg/ngày

(1 hộp:

175 g/hộp)

Giấy nhãn

hỏng: không

đáng kể Giấy nhãn 15

kg/ngày

Bảng 3. Chi phí dòng thải (tính theo giá nguyên liệu đầu vào)

Dòng

thải

Định lượng dòng

thải

Giá nguyên

liệu

Định gia dòng

thải (VNĐ/ ngày)

Chất

thải

rắn

Phế thải từ cá (đầu

cá, nội tạng, da, …)

8.498

kg/ngày

20.000

VNĐ/ kg 169.960.000

Vụn cá rơi vãi 1.000 kg 20.000

VNĐ/ kg 20.000.000

Dầu ăn văng, còn

xót trong chai 10 kg

20.000

VNĐ/ L 200.000

Gia vị còn sót trong

bao bì hoặc rơi vãi 1 kg

15.000

VNĐ/ kg (i) 15.000

Hộp thiếc hỏng 10 kg 800 VNĐ/

hộp 24.000

Sản phẩm lỗi bị

thải bỏ 9 kg

27.900

VNĐ/ hộp 1.423.000

Chất

thải lỏng 100 m3/ ngày

3.636

VNĐ/ m3 363.600

Ghi chú: Giá tiền ước lượng trung bình cho tất cả các

loại gia vị được sử dụng.

Nhân xét: Phần thải có chi phí lớn nhất là phần nội

tạng, da cá bị loại bỏ, khoảng 170 triệu VNĐ/ngày, đây là

dòng thải tất yếu trong quá trình chế biến. Ngoài ra, trong

1 ngày sản xuất thì lượng vụn cá rơi vãi có chi phí lên đến

20 triệu VNĐ/ngày, sản phẩm lỗi bị thải bỏ trong quá trình

sản xuất ước tính trung bình 1,4 triệu/ngày. Đối với nước

thải sản xuất bao gồm nước đá tan, nước rửa, làm nguội

nguyên liệu, nước vệ sinh dụng cụ và sàn nhà là

100 m3/ngày, thì Công ty phải chi trả 363.600 VNĐ/ngày

và 132 triệu VNĐ/năm. Tổng chi phí dòng thải cho 1 ngày

sản xuất ước tính khoảng 192 triệu VNĐ/ngày.

3.1.4. Phân tích nguyên nhân dòng thải

Nghiên cứu đã nhận diện và phân tích các nguyên nhân

gây mất cân bằng nguyên vật liệu, nhiên liệu, hóa chất trong

quá trình sản xuất của Công ty, được trình bày ở Bảng 4.

Bảng 4. Phân tích nguyên nhân dòng thải quá trình sản xuất

Dòng

thải Công đoạn Nguyên nhân

Tổn thất

nguyên

liệu

Tiếp nhận

nguyên liệu

Kiểm soát nguyên liệu nhập về chưa

tốt, nguyên liệu hỏng phát sinh nhiều.

Rửa nguyên

liệu

Thao tác của công nhân làm hỏng

nguyên liệu trong quá trình rửa.

Sơ chế nguyên liệu Công nhân làm rơi vãi nhiều nguyên

liệu xuống sàn.

Bảo quản

nguyên liệu Bảo quản nguyên liệu không đúng cách,

chất đống nguyên liệu quá cao, làm tốn

nhiều đá và gây hỏng nguyên liệu. Kiểm tra, xếp khay

Nước

thải

Rửa, sơ chế

nguyên liệu

Công nhân thiếu y thức tiết kiệm nước,

một số không khóa van nước khi không

sử dụng, để vòi nước chảy tràn gây lãng

phí nước và tăng lượng nước thải.

Vệ sinh thiết bị,

dụng cụ chế biến

Da, vây, xương còn bám nhiều trên rổ,

bàn chế biến,...

Ý thức của công nhân.

Vệ sinh sàn

phân xưởng chế

biến

Phương thức vệ sinh thủ công.

Không thu gom chất thải rắn rơi vãi

trên sàn trước khi xịt rửa


Đường ống dẫn

nước

Đường ống dẫn bị rò rỉ tại các vị trí

van, co nối do không được kiểm tra,

bảo trì thường xuyên.

Điện

năng tiêu

thụ cao

Chiếu sáng

Trong nhà: Sử dụng loại bóng đèn

huỳnh quang T10/T8 ballast sắt từ

(công suất 40W) chưa tiết kiệm năng

lượng hiệu quả.

Hành lang: bóng đèn cao áp 250W

dùng cho hệ thống chiếu sáng hành

lang hoạt động khoảng 10 tiếng/ngày

chưa tiết kiệm năng lượng hiệu quả.

Máy nén khí Hoạt động máy nén khí chưa thật sự

tối ưu.

3.2. Đề xuất một số giải pháp SXSH cho Công ty

Trên cơ sở phân tích hiện trạng quy trình sản xuất,

nguyên nhân gây mất cân bằng nguyên, nhiên liệu, các giải

pháp SXSH được đề xuất cho Công ty như Bảng 5.

Bảng 5. Đề xuất các giải pháp SXSH cho Công ty

Cac giải phap SXSH Phân loại

Thực

hiện

ngay

Nghiên

cứu

thêm

1. Kiểm soát tốt chất lượng nguyên

liệu cá đầu vào, quá trình bảo quản bán

thành phẩm đảm bảo chất lượng tốt.

Kiểm soát

quá trình X

2. Lắp đặt các đồng hồ nước cho

từng phân xưởng sản xuất, kiểm soát

tốt lượng nước sử dụng.

Kiểm soát

quá trình X

3.Thay thế bóng đèn huỳnh quang

T8/1,2m ballast sắt từ bằng bóng đèn

LED 1,2m công suất 25W có độ

LUX (độ rọi) tương đương.

Quản ly

nội vi X

4.Thay thế bóng đèn cao áp 250W

bằng bóng đèn LED chiếu sáng

ngoài trời công suất 35W có độ


Quản ly

nội vi X

5. Tối ưu hoạt động của máy nén khí:

giảm áp suất cấp, Kiểm soát nhiệt độ

cho khí cấp của máy nén khí, …

Quản ly

nội vi X

6. Khuyến cáo công nhân không

chất đống nguyên liệu quá cao.

Quản ly

nội vi X

7. Làm mái che cho ống khói lò hơi. Quản ly

nội vi X

8. Thay thế lò hơi đốt than bằng lò

hơi đốt củi.

Thay đổi

công nghệ X

9. Tuần hoàn, tái sử dụng nước từ tháp

xử ly mùi cho vận hành tháp xử ly mùi.

Tuần hoàn,

tái sử dụng X

10. Xây dựng khu vực lưu trữ tro từ

củi sử dụng cho lò hơi

Quản ly

nội vi X

11. Dùng bàn chải chà khô, thu gom

sạch chất thải rắn còn sót trong các

dụng cụ trước khi rửa và dùng chổi cao

su để thu gom chất thải rắn, nguyên liệu

rơi vãi trên sàn trước khi vệ sinh.

Quản ly

nội vi X

12. Lắp biến tần điều khiển tốc độ

quay của động cơ nén khí.

Cải tiến

thiết bị X

13. Thu gom, sử dụng lượng tro từ lò

hơi cùng lượng bùn thải từ HTXLNT

của Công ty để ủ làm phân hữu cơ.

Tuần

hoàn, tái

sử dụng

X

14. Thu gom toàn bộ lượng đá dư tái

sử dụng cho việc bảo quản phế liệu.

Tuần hoàn,

tái sử dụng X

15. Sửa chữa các vị trí rò rỉ và lập kế

hoạch bảo dưỡng hệ thống cấp nước

trên toàn công ty định kỳ.

Quản ly

nội vi X

16. Thường xuyên kiểm tra đường

ống và tiến hành bọc bảo ôn lại các

vị trí gây tổn thất nhiệt lạnh.

Quản ly

nội vi X

17. Xây dựng hướng dẫn vào ra kho

lạnh, tránh trường hợp vào ra thường

xuyên, không cần thiết và các hướng

dẫn vận hành, chế độ bảo trì cho toàn

bộ hệ thống máy móc của phân xưởng.

Quản ly

nội vi X

3.3. Thực hiện các giải pháp SXSH

3.3.1. Các cơ hội cần được phân tích thêm

Thực hiện nghiên cứu thêm đối với 5 giải pháp SXSH được

đưa ra trong Bảng 5 để đánh giá hiệu quả của các giải pháp.

a. Hiệu quả của việc thay bóng đèn led va lắp biến tần

điều khiển tốc độ quay của động cơ nén khí

Bảng 6 trình bày hiệu quả của việc thay bóng đèn led

và lắp biến tần điều khiển tốc độ quay của động cơ nén khí.

Bảng 6. Lợi ích kinh tế và môi trường của việc

thay bóng đèn led và lắp biến tần

T

T Hạng mục

Đơn

vị

Thay bóng

đèn huỳnh

quang

T10/1,2m

ballast bằng

bóng đèn led

Thay

bóng đèn

250W

bằng bóng

đèn led

35W

Lắp biến

tần điều

khiển tốc

độ quay

của động

cơ nén khí

1 Điện năng tiết kiệm

trong 01 năm kWh 49.500 13.622 9.281

2 Giá điện trung bình

tại Công ty

VNĐ/

kWh 1.404 1.404 1.404

3

Lượng tiền tiết kiệm

trong 01 năm sau khi

thực hiện giải pháp

Triệu

VNĐ 69,5 19,1 13,0

4 Chi phí đầu tư cho

giải pháp

Triệu

VNĐ 50 48 15

5 Thời gian thu hồi

vốn Tháng 9 30 14

6 CO2 giảm phát thải

trong 1 năm (*)

Kg

CO2 32.729 9.007 6.137

(*) Chuyển đổi từ 0,6612 tấn CO2/MWh [2].

b. Thay thế lò hơi đốt than bằng lò hơi biomass

Bảng 7 trình bày kết quả so sánh lợi ích kinh tế giữa lò

hơi đốt than và lò hơi biomass tại Công ty.

Bảng 7. Tính toán sơ bộ khi thay thế lò hơi đốt than

bằng lò hơi biomass

Nội dung Lò hơi đốt than Lò hơi biomass

Nguyên liệu Than Củi

Công suất thiết kế 1,5 tấn hơi/h 1,5 tấn hơi/h

Lượng nguyên liệu sử dụng 800 kg/ngày 3.000 - 3.500

kg/ngày

Giá tiền nguyên liệu tiêu thụ

trong 1 ngày 3,6 triệu/ngày(1)

2,1 – 2,45

triệu/ngày(2)

Mục đích Cung cấp hơi cho hấp và thanh trùng

Tiền nguyên liệu tiết kiệm

được trong 1 năm 400 triệu/năm

Ghi chú: (1) Giá 1 kg than đá = 4.500 VNĐ/kg [3].

(2) Giá 1 kg củi tạp rừng = 700 VNĐ/kg [4].


c. Thu gom, sử dụng tro từ lò hơi cùng lượng bùn thải

từ HTXLNT của Công ty để ủ lam phân hữu cơ

Theo dõi sự biến đổi nhiệt độ các mô hình xử ly bùn thải

từ HTXLNT và tro lò hơi biomass cho thấy, sự biến đổi nhiệt

độ tại TN3 và TN4 (nhiệt độ nằm trong khoảng 50-70°C)

phù hợp với việc ủ phân compost, tạo điều kiện tốt cho các

quá trình phân hủy sinh học được diễn ra hoàn toàn. Nhiệt

độ của TN3 và TN4 cũng tương tự như kết quả nghiên cứu

của Hoàng và Huyền (2015), nghiên cứu ủ phân compost với

nguyên liệu: 95% bùn thải từ HTXLNT chế biến thủy sản +

5% mùn cưa + chế phẩm sinh học PMET [5].

TN1 và TN2 nhiệt độ ít biến đổi, khả năng phân hủy

sinh học chậm, do đó lựa chọn mẫu TN3 và TN4 để phân

tích hàm lượng các chất dinh dưỡng theo tiêu chuẩn phân

vi sinh, TCVN 7185:2002 (Bảng 8).

Bảng 8. Kết quả phân tích mẫu thí nghiệm

TT Chỉ tiêu Đơn

vị

Kết quả TCVN

7185:2002 TN3 TN4

1 pH - 7,8 7,6 6,0 – 8,0

2 Độ ẩm % 33,5 28,8 ≤35

3 Chất hữu cơ tổng số % 23 25 ≥22

4 Tổng N % 2,6 2,8 ≥2,5

5 P2O5 % 1,9 1,6 ≥2,5

6 Kali % 2,60 3,87 ≥1,5

Kết quả phân tích một số chỉ tiêu cơ bản theo tiêu chuẩn

phân hữu cơ vi sinh vật cho thấy, hầu hết các thông số phân

tích đều đạt hoặc xấp xỉ đạt giới hạn quy định.

d. Xac định thứ tự ưu tiên của cac giải phap SXSH

Tổng hợp các kết quả đánh giá về kỹ thuật, tài chính và

môi trường để chọn ra các giải pháp thực tiễn và khả thi

nhất. Sử dụng phương pháp cộng có trọng số để lựa chọn

các giải pháp SXSH (Bảng 9). Tính khả thi trong từng khía

cạnh được cho điểm về mức độ khả thi:

1 – 4 điểm: Tính khả thi thấp.

5 – 7 điểm: Tính khả thi trung bình.

8 – 10 điểm: Tính khả thi cao.

Bảng 9. Tổng kết lợi ích từ các mặt và thứ tự ưu tiên

của các giải pháp SXSH

Cac giải phap SXSH

Lợi ích cac mặt của những

giải phap SXSH Tổng

điểm

Xếp

loại Điểm

kinhtế

Điểm kỹ

thuât

Điểm môi

trường

Khả

thi

Trọng

số 50%

Khả

thi

Trọng

số 30%

Khả

thi

Trọng

số 20%

Lắp biến tần điều khiển tốc

độ quay của động cơ nén khí. 7 3,5 8 2,4 5 1 6,9 3

Thay thế bóng đèn huỳnh

quang T10/1,2m ballast sắt từ bằng bóng đèn LED

1,2m công suất 25W có độ


9 4,5 9 2,7 9 1,8 9 1

Thay thế bóng đèn cao áp

250W bằng bóng đèn LED

chiếu sáng ngoài trời công suất 35W có độ LUX (độ

rọi) tương đương.

4 2 9 2,7 7 1,4 6,1 4

Thu gom sử dụng lượng tro

từ lò hơi cùng lượng bùn

thải từ HTXLNT của Công

ty để ủ làm phân hữu cơ

9 4,5 7 2,1 9 1,8 8,4 2

Thay thế lò hơi đốt than

bằng lò hơi đốt củi 5 2,5 7 2,1 6 1,2 5,8 5

3.3.2. Thực hiện các giải pháp SXSH

Hiện tại, thông qua các dự án hỗ trợ của TP. Đà Nẵng,

Công ty đã tiến hành lắp đặt các đồng hồ đo tiêu thụ nước cho

từng phân xưởng sản xuất, lắp biến tần điều khiển tốc độ quay

của động cơ nén khí và thay đổi lò hơi (Hình 4). Cả 3 giải pháp

đều đã đi vào hoạt động và sắp tới sẽ triển khai thay thế bóng

đèn huỳnh quang T8/1,2m ballast sắt từ bằng bóng đèn LED

1,2m công suất 25W có độ LUX (độ rọi) tương đương; thay

bóng đèn cao áp 250W bằng bóng đèn LED chiếu sáng ngoài

trời công suất 35W có độ LUX (độ rọi) tương đương.

Hình 4. Lò hơi biomass của công ty

Kết quả đo đạc, phân tích khí thải lò hơi được trình bày

ở Bảng 10.

Bảng 10. So sánh nồng độ khí thải tại ống khói lò hơi sau xử lý

của lò hơi đốt than và lò hơi biomass tại Công ty

TT Thông số Đơn vị

Khí thải

lò hơi đốt

than [6]

Khí thải

lò hơi

biomass

(**)

QCVN

19:2009

/BTNMT

(Cột B)

1 Bụi tổng mg/Nm3 125 57 200

2 SO2 mg/Nm3 198,5 171,3 500

3 NO2 mg/Nm3 215 284,7 850

4 CO mg/Nm3 496 493,7 1.000

(**) - Kết quả trung bình sau 3 lần đo đạc và phân tích.

- Ngày lấy mẫu, đo đạc: 25/04/2017.

Nhân xét: So với QCVN 19:2009/BTNMT (Cột B) –

Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về khí thải công nghiệp đối

với bụi và các chất vô cơ (cột B: áp dụng cho các cơ sở sản

xuất, chế biến, kinh doanh, dịch vụ công nghiệp hoạt động

từ ngày 16/01/2007) cho thấy, tất cả các thông số giám sát

khí thải tại ống khói 2 lò hơi của Công ty đều thấp hơn quy

định. Khi thay thế lò hơi đốt than bằng lò hơi biomass,

lượng bụi tổng giảm 2,1 lần, NOx tăng 1,3, các thông số

còn lại không có sự thay đổi đáng kể.


4. Kết luân

Theo kết quả đánh giá và từ việc phân tích sơ bộ tính

khả thi về mặt kinh tế của các giải pháp SXSH được áp

dụng, sẽ giúp Công ty tiết kiệm được hàng trăm triệu đồng

hằng năm. Từ việc thực hiện giải pháp thay đổi lò hơi đốt

than sang lò hơi biomass, Công ty đã tiết kiệm được trung

bình 1,2 triệu VNĐ/ngày, ước tính sau 1 năm Công ty sẽ

tiết kiệm được 400 triệu VNĐ/năm từ tiền mua nhiên liệu.

Việc lắp biến tần điều khiển tốc độ quay của động cơ nén

khí, trung bình 1 ngày tiết kiệm được 28 kWh, khoảng

40.000 VNĐ/ngày, số tiền tiết kiệm được là khoảng

13 triệu VNĐ/năm. Bên cạnh đó, thực hiện SXSH còn

mang lại nhiều lợi ích thiết thực về môi trường: giảm đáng

kể lượng nước thải, tải lượng các chất ô nhiễm phát sinh,…

Ngoài ra, việc thực hiện các giải pháp quản ly nội vi tốt hơn

cũng sẽ mang lại những lợi ích to lớn về môi trường và sức

khỏe của người lao động mà không thể lượng hóa được.


[1] Nguyễn Đình Huấn, Tài liệu giảng dạy sản xuất sạch hơn, Trường Đại học Bách khoa – Đại học Đà Nẵng, 2005.

[2] Cục Khí tượng Thủy văn và Biến đổi khí hậu, Nghiên cứu, xây dựng

hệ số phát thải (EF) của lưới điện Việt Nam, Bộ Tài nguyên Môi

trường, 2014.

[3] Công ty TNHH Chế biến than Trường Thúy, Giá than đá đốt lò hơi

công nghiệp, [Online] Available: https://thanhanoi.com/than-da-

cac-loai/ [Accessed: 6/11/2017].

[4] Công Ty TNHH Chất đốt công nghiệp Nhật Anh Nguyễn, Củi gỗ đốt lò hơi,

[Online] Available: http://chatdotnhatanh.bizz.vn/products/145697/củi-gỗ-đốt-lò-hơi.html [Accessed: 6/11/2017].

[5] Huỳnh Anh Hoàng, Phạm Thị Ngọc Huyền, “Nghiên cứu thực

nghiệm ủ phân vi sinh từ bùn thải sinh học của nước thải chế biến

thủy sản”, Tạp chí Khoa học và Phát triển - Sở Khoa học và Công

nghệ TP. Đà Nẵng, Số 177-178, 2014.

[6] Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng, Báo cáo giám sát

môi trường định kỳ Công ty TNHH MTV Đồ hộp Hạ Long – Đà Nẵng,

đợt II – năm 2016, Chi cục Bảo vệ Môi trường thành phố Đà Nẵng, 2016.


106 Lê Văn Tụy, Phan Minh Đức

ỨNG DỤNG THIẾT BỊ CHẨN ĐOÁN OBD II WIFI ĐỂ NGHIÊN CỨU TIÊU HAO

NHIÊN LIỆU CỦA Ô TÔ TRONG ĐIỀU KIỆN VẬN HÀNH THỰC TẾ

AN APPLICATION OF OBD II WIFI DIAGNOSTICS TO THE STUDY OF VEHICLE FUEL

CONSUMPTION IN REAL OPERATING CONDITIONS

Lê Văn Tụy, Phan Minh Đức

Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng; [email protected], [email protected]

Tóm tắt - Suất tiêu hao nhiên liệu (STHNL) của ô tô khi vận hành thực tế thường cao hơn so với công bố của hãng xe. Do đó. xác định chính xác STHNL thực tế và chế độ vận hành kinh tế sẽ giúp người tiêu dùng và xã hội giảm chi phí nhiên liệu và ô nhiễm khí thải. Xác định STHNL khá khó khăn do cần thiết bị đo nhiên liệu tiêu hao, thời gian, quãng đường vận chuyển, tải trọng. Bài báo này công bố giải pháp dùng thiết bị chẩn đoán đa năng OBD II, để xác định STHNL trong điều kiện vận hành thực tế. Kết quả thực nghiệm đối với ô tô Hyundai i20 chứng tỏ hoàn toàn có thể ứng dụng được. STHNL thực tế cao hơn 16% so với công bố của hãng xe. Khi chạy có gia tốc trong thành phố, STHNL cao hơn đến 62% so với các chế độ vận hành ở ngoại ô; khi nhanh chân ga, STHNL sẽ tăng cao hơn nhiều lần so với tốc độ chuyển động đều. Khi gia tốc trên đèo dốc, STHNL có thể tăng 125% so với các chế độ vận hành khác.

Abstract - Actual fuel consumption of a car (ACFC) in real conditions is often higher than that reported by vehicle manufacturers. Accurate determination of ACFC and economic operating mode will help consumers and society to reduce fuel costs and emissions. Determining ACFC is quite difficult due to the need to measure fuel consumption, time, distance traveled and load. This article presents the solution of using the OBD II multi-function diagnostic tool to determine ACFC under actual operating conditions. Experimental results for the Hyundai i20 prove that the solution is completely applicable. ACFC is actually 16% higher than that reported by vehicle manufacturers. With acceleration in the city, ACFC is 62% higher than that in operating modes in the suburbs. In accelerated pedal modes, ACFC will rise several times higher than that in steady modes. ACFC in accelerated pedal modes on slopes can increase 125% compared to that in other operating modes.

Từ khóa - thao tác lái xe; ô tô số tự động; thử trên đường; suất tiêu hao nhiên liệu ô tô; thiết bị chẩn đoán đa năng OBD II.

Key words - driving operation; automatic transmission vehicle; road test; vehicle fuel consumption; OBD II multifunction diagnostics.


Suất tiêu hao nhiên liệu là một trong những chỉ tiêu kinh

tế kỹ thuật quan trọng mà các nhà nghiên cứu, sản xuất ô

tô cũng như nhà kinh doanh sản phẩm và người tiêu dùng

đều quan tâm [4-8]. Suất tiêu hao nhiên liệu mà nhà sản

xuất công bố trong tài liệu kỹ thuật thường thấp hơn nhiều

so với giá trị ở điều kiện vận hành thực tế. Do đó, xác định

suất tiêu hao nhiên liệu thực tế càng đáng được quan tâm,

để giúp người tiêu dùng có quyết định đúng đắn cũng như

góp phần vào việc giảm tổng tiêu hao nhiên liệu, phát thải

ô nhiễm, giảm chi phí sản xuất. Thông thường, đo tiêu hao

nhiên liệu ô tô thường được tiến hành bằng thiết bị chuyên

dụng đắt tiền. Ngày nay, công nghệ điện tử - viễn thông đã

phát triển mạnh mẽ nên việc đo tiêu hao nhiên liệu nói riêng

và các thông số kỹ thuật khác của ô tô nói chung, có thể

được thực hiện dễ dàng và nhanh chóng thông qua thiết bị

chẩn đoán đa năng thông minh [4]. Nghiên cứu này trình

bày kết quả ứng dụng bộ chẩn đoán đa năng OBD II Wifi

vào việc xác định suất tiêu hao nhiên liệu của ô tô trong

điều kiện vận hành thực tế để đưa ra các khuyến cáo vận

hành hợp lý, nhằm tiết kiệm nhiên liệu cho người tiêu dùng

và xã hội, giảm ô nhiễm do khí thải [1, 4].

2. Nội dung nghiên cứu

2.1. Chỉ tiêu đánh giá tiêu hao nhiên liệu ô tô

Suất tiêu hao nhiên liệu (Qnl, l/100 km) của ô tô được

đánh giá bằng lượng nhiên liệu tiêu hao (lít) trên

100 kilomet đường chạy, từ phương trình tiêu hao nhiên

liệu, như sau [2, 3, 8]:

tnl

jiwfe

nl

FFFFgQ

..36

. (1)

Trong đó, ge là suất tiêu hao nhiên liệu động cơ, là hàm

phụ thuộc vào chế độ vận hành ứng với mức độ sử dụng tải

động cơ và số vòng quay của động cơ; tính theo g/kWh;

Ff là lực cản lăn của đường; Fw là lực cản không khí đối với

ô tô; Fi là lực cản khi xe chuyển động trên đường có dốc;

Fj là lực quán tính khi xe chuyển động có gia tốc; nl là tỷ

trọng của nhiên liệu, tính bằng kg/lít và t là hiệu suất của

hệ thống truyền lực, tính đến tất cả các tổn thất khi truyền

công suất từ động cơ đến các bánh xe chủ động của ô tô.

2.2. Đối tượng nghiên cứu và chế độ thử nghiệm

2.2.1. Đối tượng nghiên cứu

Để có thể thấy rõ hơn mức độ tăng tiêu hao nhiên liệu

khi vận hành xe với các chế độ khác nhau, so với số liệu

công bố trong tài liệu kỹ thuật của nhà sản suất, nhóm tác

giả chọn đối tượng thử nghiệm là xe ô tô, sử dụng hộp số

tự động AT - kiểu biến mô thủy lực. Với xe sử dụng hộp

số tự động AT sẽ có sự trượt mạnh của bộ biến mô thủy lực

khi lái xe đạp mạnh chân ga với mong muốn gia tốc xe

nhanh hơn khi vượt xe khác. Trong trường hợp này, sự

trượt mạnh của bộ biến mô sẽ dẫn đến tăng tiêu hao nhiên

liệu nhiều hơn do tổn thất thêm cho sự trượt tương đối giữa

bánh bơm và bánh tuốc-bin.

Ô tô được dùng trong thử nghiệm là ô tô con 5 chỗ ngồi,

trang bị hộp số tự động có 4 cấp số tiến, hiệu Hyundai i20

do hãng Hyundai của Hàn Quốc sản xuất năm 2010, có các

thông số kỹ thuật chính như trong Bảng 1 [4].

Tình trạng ô tô thử nghiệm: ô tô đã qua sử dụng 50.000

km, được bảo dưỡng thường xuyên theo đúng yêu cầu bảo

dưỡng của hãng (sau mỗi 5.000 km). Bốn lốp xe được thay

mới, tải trọng trong suốt quá trình thực nghiệm gồm: tải

trọng cơ sở của ô tô và 3 người (tương đương 1.800 N).


Hình 1. Ô tô Hyundai i20 thử nghiệm [4]

Bảng 1. Thông số kỹ thuật chính của ô tô Hyundai i20

THÔNG SỐ KỸ THUẬT CHUNG

Kích thước tổng thể (D x R x C) (mm) 3.940x 1.710x 1.490

Chiều dài cơ sở (mm) 2.524

Vệt bánh xe trước/sau (mm) 1.505/ 1.503

Bán kính vòng quay min (mm) 5.200

Khoảng sáng gầm xe (mm) 175

Công suất max/số vòng quay (kW/v/ph) 74/ 6.000

Mô-men max/số vòng quay (Nm/v/ph) 134/3.500

Tỷ số nén động cơ (-) 10,5:1

Thể tích xi-lanh (lít) 1,4

Hệ thống lái Trợ lực điện

Hệ thống phanh trước/sau Đĩa, có ABS

Suất tiêu hao nhiên liệu (l/100km) 4,8

2.2.2. Các thiết bị đo

Phương trình tiêu hao nhiên liệu (1) cho thấy tiêu hao

nhiên liệu của ô tô phụ thuộc vào chế độ vận hành ô tô, tức

là: tải trọng chuyên chở, vận tốc chuyển động, trạng thái

gia tốc, điều kiện đường sá và môi trường khí hậu.

Các thông số đo gồm: lượng tiêu hao nhiên liệu, tốc độ

chuyển động của ô tô. Ngoài ra, để đánh giá mức độ tăng

thêm lượng tiêu hao nhiên liệu do sự trượt của bộ biến đổi

mô-men của ô tô sử dụng hộp số tự động AT, cần phải đo

số vòng quay động cơ đồng bộ với việc đo tốc độ xe; ứng

với chế độ vận hành có gia tốc, cần phải đo gia tốc hoặc

tương đương. Trong trường hợp này thì thiết bị chẩn đoán

đa năng OBD II Wifi sử dụng đồng hồ đo thời gian thực

của chính thiết bị hiển thị và ghi dữ liệu [1], [4].

Hình 2. Thiết bị OBDLink MX Wifi [1]

Bộ chẩn đoán đa năng OBD II Wifi bao gồm thiết bị kết

nối OBDLink (Hình 2) có chức năng tiếp nhận và truyền dẫn

dữ liệu theo giao thức wifi từ bộ xử lý trung tâm (ECU) của

động cơ đến thiết bị thu nhận và hiển thị thông minh khác

(điện thoại thông minh hay máy tính điện tử) có khả năng

tiếp nhận tín hiệu không dây. Trong nghiên cứu này, điện

thoại thông minh dùng hệ điều hành Android (ảnh chụp màn

hình như Hình 3) được sử dụng để thu nhận dữ liệu từ

OBDLink thông qua phần mềm chuyên dụng của thiết bị

chẩn đoán đa năng OBD II được cài đặt lên điện thoại [1, 4].

Ngoài ra, trên điện thoại thông minh còn có phần mềm

quay phim để ghi lại màn hình hiển thị nhằm lưu trữ thông

tin lâu dài trên máy.

Hình 3. Giao diện phần mềm OBDLink trên

điện thoại thông minh [1, 4]

Với trang thiết bị sử dụng như trên, ta có độ chính xác

được xác định bởi sai số của các đại lượng đo và được thể

hiện như Bảng 2 sau đây:

Bảng 2. Sai số cho phép của các đại lượng đo

SAI SỐ CHO PHÉP CỦA CÁC THÔNG SỐ

Sai số tiêu hao nhiên liệu (Gh) +/- 0,01 (l/h)

Sai số tốc độ động cơ (n) +/- 1,0 (rpm)

Sai số tốc độ xe (V) +/- 1,0 (km/h)

2.2.3. Các nội dung kiểm tra và chế độ vận hành

Ô tô được kiểm tra thử nghiệm trên đường thực tế, các

chế độ thử nghiệm được thực hiện ứng với các nội dung

kiểm tra như sau:

+ Đo tiêu hao nhiên liệu khi vận hành với tốc độ không

đổi, từ 20 đến 90 km/h với bước là 10 km/h;

+ Đo tiêu hao nhiên liệu khi vận hành trong thành phố

với tốc độ thay đổi thường xuyên;

+ Đo tiêu hao nhiên liệu khi vận hành ô tô trên đường

đèo dốc;

+ Đo tiêu hao nhiên liệu khi vận hành ô tô theo chế độ

tăng tốc lớn - đạp mạnh chân ga khi cần vượt nhanh xe khác.

Các điều kiện sau đây được chuẩn bị để hạn chế tối đa

ảnh hưởng sai khác trong các lần thử:

- Chiều dài của đường chạy phải đủ dài so với yêu cầu

108 Lê Văn Tụy, Phan Minh Đức

chạy thử nghiệm;

- Không có các vật cản trên đường làm ảnh hưởng đến

quá trình chạy thử nghiệm; đặc biệt là chế độ chạy xe với

tốc độ hằng số;

- Phải đảm bảo an toàn cho xe và người trong quá trình

thử nghiệm;

- Thời tiết ổn định (không có gió, bão).

3. Kết quả nghiên cứu và bàn luận

3.1. Kết quả thử nghiệm và đánh giá tiêu hao nhiên liệu

khi chạy xe với tốc độ hằng số

Trên Hình 4 thể hiện kết quả thử nghiệm tiêu hao nhiên

liệu ô tô khi vận hành thực trên đường với tốc độ chuyển

động đều V = 90 km/h.

Hình 4. Kết quả thử nghiệm khi vận hành ô tô chạy với

tốc độ ổn định V = 90 km/h

Kết quả xử lý và phân tích đánh giá tiêu hao nhiên liệu

ô tô ứng với khi vận hành xe ở chế độ duy trì tốc độ ổn định

lần lượt từ V = 20 km/h đến V = 90 km/h, với gia số vận

tốc xe dV = 10 km/h. Kết quả được thể hiện trong Bảng 3

và đồ thị biểu diễn biến thiên tiêu hao nhiên liệu ô tô theo

tốc độ chuyển động đều như trên Hình 5.

Hình 5. Diễn biến tiêu hao nhiên liệu của ô tô theo vận tốc ở

các chế độ vận hành duy trì tốc độ không đổi

Bảng 3. Suất tiêu hao nhiên liệu của ô tô khi vận hành với

tốc độ duy trì hằng số

V (km/h) 21 28 41 51

Qnl (l/100km) 11,12 9,68 6,38 5,97

V (km/h) 60 70 82 90

Qnl (l/100km) 5,36 5,95 6,33 6,62

Kết quả này cho thấy ô tô thử nghiệm có tốc độ kinh tế

là V= 59 km/h và suất tiêu hao nhiên liệu tương ứng là

Qnl_min= 5,57 (l/100km), khi vận hành với 3 người, kể cả

người lái. So với tài liệu công bố của nhà sản suất ô tô

Hyundai i20 thì lượng tiêu hao nhiên liệu thực tế khi thử

nghiệm trên đường tăng hơn khoảng 16%.


khi chạy xe có gia tốc trong nội đô

Hình 6. Kết quả thử nghiệm với chế độ vận hành

ô tô gia tốc trong thành phố

Kết quả chạy xe theo lộ trình thử nghiệm với tốc độ thường

xuyên thay đổi trong thành phố được thực hiện nhiều lần với

nhiều tuyến đường có mật độ phương tiện lưu thông khác

nhau; qua đó cho thấy tốc độ trung bình càng thấp, vì phải

dừng trước đèn đỏ nhiều lần… thì tiêu hao nhiên liệu càng

tăng. Trên Hình 6 thể hiện một chế độ vận hành khi chạy xe

có gia tốc trong thành phố với tốc độ trung bình vào khoảng

27 km/h và tốc độ lớn nhất có thể đạt đến 55 km/h (tuyến

đường có dải phân cách cứng, tốc độ cho phép là 60 km/h).

Với chế độ vận hành trong thành phố, xe thường xuyên

phải dừng trước đèn đỏ, rồi gia tốc, làm cho tiêu hao nhiên

liệu trung bình tăng lên đáng kể so với chế độ vận hành duy

trì tốc độ hằng số. Kết quả xử lý dữ liệu theo đồ thị trên

Hình 6 cho thấy, lượng tiêu hao nhiên liệu trung bình vào

khoảng Qnl = 15,68 (l/100km) tương ứng với tốc độ trung

bình V= 27 km/h.

So với chế độ chuyển động đều với V = 28 km/h

thì lượng tiêu hao nhiên liệu bằng Qnl = 9,68 (l/100km)

(Bảng 2); tức là lượng tiêu hao nhiên liệu trung bình trong

trường hợp này tăng lên khoảng 62%.

3.3. Kết quả và đánh giá tiêu hao nhiên liệu khi chạy xe

trên đường đèo dốc

Hình 7. Kết quả thử nghiệm với chế độ vận hành xe

có gia tốc qua đèo dốc Hải Vân

0

50

100

-30 20 70 120Thời gian (s)

Tốc độ xe… Tiêu hao nhiên liệu…

Qnl[lít/100km] = -4E-05.V3 + 0,0097.V2 -0,7142.V + 22,469

0123456789

101112

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

V (km/h)

0

10

20

30

40

50

60

0 25 50 75 100 125 150 175 200 225 250 275 300

Thời gian (s)

V (km/h) Gh (lít/h) Q(lít/100km)

0

10

20

30

40

50

0 20 40 60 80 100 120 140 160 180

Thời gian (s)

V(km/h) Gh(lít/h) Q (lít/100km)


Hình 7 thể hiện một chế độ vận hành khi chạy xe qua

đèo Hải Vân, với tốc độ trung bình vào khoảng 34 km/h và

tốc độ lớn nhất có thể đạt 44 km/h, có lượng tiêu hao nhiên

liệu trung bình Q_tb= 17,45 (l/100km).

So với chế độ vận hành duy trì tốc độ hằng số tương đương

trên đường nằm ngang, lượng tiêu hao nhiên liệu chỉ vào

khoảng 7,75 (l/100km) (tính theo công thức hàm xấp xỉ trên

đồ thị ở Hình 5), nghĩa là tăng hơn 125%. Sở dĩ như vậy là vì

khi chạy trên đường đèo dốc, lượng nhiên liệu tiêu hao tăng

thêm để gia tốc ô tô và khắc phục lực cản lên dốc của ô tô.


khi chạy xe với chế độ gia tốc chân ga đột ngột

Kết quả đo thể hiện trên Hình 8 cho thấy, khi nhấn bàn

đạp ga đột ngột, số vòng quay động cơ tăng nhanh trong

khi vận tốc ô tô không tăng với tỷ lệ tương ứng. Khi nhấn

bàn đạp ga đột ngột, chẳng hạn khi cần vượt nhanh xe khác,

với ô tô sử dụng hộp số tự động kiểu biến mô thủy lực, thì

xảy ra sự trượt rất mạnh của bánh bơm so với bánh tuốc bin

của biến mô thủy lực. Kết quả sẽ làm cho lượng tiêu hao

nhiên liệu ô tô cũng tăng cao đột ngột.

Hình 8. Diễn biến tiêu hao nhiên liệu tăng cao khi

biến mô thủy lục bị trượt mạnh

Đồ thị cho thấy, khoảng thời gian t = 19 đến 20 s, tốc

độ động cơ đã tăng lên từ 943 đến 2.244 rpm; nhưng tốc độ

xe vẫn còn chưa tăng. Mãi đến sau khi t = 23 s thì tốc độ

xe mới kịp tăng từ 32 lên 50 km/h; lúc này, lượng tiêu hao

nhiên liệu ô tô có thể tăng lên rất cao.

Bảng 3 cho thấy lượng tiêu hao nhiên liệu thử nghiệm

có thể đạt cao nhất với Q = 25,75 (l/100km) tại thời điểm

vận tốc V= 32 km/h.

Giá trị suất tiêu hao này cao gấp hơn 3 lần so với chế

độ vận hành với tốc độ hằng số (với phương pháp nội suy

từ đồ thị trên Hình 5, lượng tiêu hao nhiên liệu chỉ bằng

Q = 8,17 (l/100km)).

Bảng 3. Diễn biến tiêu hao nhiên liệu tăng cao khi

bộ biến mô thủy lực bị trượt mạnh

t(s) V (Km/h) Gh (lít/h) N (rpm) Q (l/100km)

1 40 1,25 948 3,13

3 38 1,36 944 3,58

8 38 1,36 943 3,58

11 38 1,69 943 4,45

15 38 1,69 943 4,45

17 38 1,69 943 4,45

19 32 2,75 1.520 8,59

20 32 3,28 2.244 10,25

21 32 3,34 2.338 10,44

22 32 7,91 2.340 24,72

23 32 8,24 2.340 25,75

25 49 7,73 2.340 15,78

27 59 7,39 2.105 12,53

29 59 1,96 1.584 3,32

31 56 1,76 1.507 3,14

32 55 2,78 1.462 5,05

33 55 3,37 1.455 6,13

4. Kết luận

Từ kết quả nghiên cứu thực nghiệm, có thể kết luận:

1. Bộ chẩn đoán đa năng OBD II wifi có thể kết hợp với

điện thoại thông minh để đo các thông số kỹ thuật của ô tô

một cách nhanh chóng, tiện lợi, khá chính xác (xem Bảng

2). Các kết quả nhận được từ việc nghiên cứu và diễn biến

của lượng tiêu hao nhiên liệu ứng với các chế độ vận hành,

phản ánh đúng bản chất và phù hợp với quy luật lý thuyết

như đã chỉ ra ở phương trình tiêu hao nhiên liệu (1).

2. Với ô tô du lịch Hyundai i20 sử dụng hộp số tự động

kiểu biến mô thủy lực, có lượng tiêu hao nhiên liệu nhỏ

nhất trên đường thực tế là Qnl_min = 5,57 (l/100km) khi vận

hành ở tốc độ không đổi V= 59 km/h. Giá trị này cao hơn

khoảng 16% so với công bố của nhà sản xuất.

3. Khi vận hành ô tô trong thành phố với tốc độ thường

xuyên thay đổi, tiêu hao nhiên liệu tăng lên khoảng 62% so

với tốc độ chuyển động đều tương ứng. Tương tự, với chế

độ vận hành trên đường đèo dốc, tiêu hao nhiên liệu tăng hơn

khoảng 125%; đặc biệt, khi gia tốc mạnh chân ga để vượt

nhanh xe khác, tiêu hao nhiên liệu có thể tăng hơn gấp 3 lần

so với chế độ vận hành tốc độ chuyển động đều tương ứng.

Lời cảm ơn: Nghiên cứu này được tài trợ bởi Quỹ Phát

triển Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng trong đề tài

mã số B2016-DNA-27-TT.


[1] http://www.obdlink.com/mxwf

[2] Nguyễn Hữu Cẩn, Phạm Minh Thái, Lê Thị Vàng, Dư Quốc Thịnh,

Nguyễn Văn Tài, Lý thuyết ô tô máy kéo, NXB Khoa học Kỹ thuật,

Hà Nội, 2002.

[3] Phan Minh Đức, Giáo trình lý thuyết ô tô, Giáo trình lưu hành nội

bộ, Khoa Cơ khí Giao thông, Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng, 2007.

[4] Phạm Quốc Huy, Nghiên cứu ảnh hưởng của chế độ vận hành đến

tiêu hao nhiên liệu của ô tô sử dụng hộp số tự động, Luận văn Thạc

sỹ kỹ thuật, Trường Đại học Bách khoa - Đại học Đà Nẵng, 2017.

[5] C. Manzie et al., “Fuel economy improvements for urban driving -

Hybrid vs. intelligent vehicles”, Transportation Research Parts C,

15, 2007, pp. 1-16.

[6] Susan A. Shaheen and Timothy E. Lipman, “Reducing Greenhouse

Emissions and Fuel Consumption - Sustainable Approaches for Surface Transportation”, IATSS Reseach, Vol. 31. No. 1, 2007, pp. 6-20.

[7] N. Haworth and M. Symmons, The relationship between fuel

economy and safety outcomes, Monash University Accident

Research Centre (Final Report), Report No. 188. pages 57.

[8] Michael Ben-Chaim, Efraim Shmerling and Alon Kuperman,

“Analytic Modeling of Vehicle Fuel Consumption”, Energies, No. 6, 2013. pp. 117-127.


0

1000

2000

3000

0

20

40

60

80

0 10 20 30 40 50 60 70

n (

rpm

)

Thời gian t(s)

V(Km/h) Q(lít/100km) n(rpm)

110 Lê Đức Viên

NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP KIẾN TRÚC THÍCH ỨNG KHÍ HẬU TRONG

THIẾT KẾ NHÀ PHỐ TẠI TP. ĐÀ NẴNG

A RESEARCH ON CLIMATE ADAPTABILITY STRATEGY OF

TUBE HOUSE DESIGN IN DANANG CITY, VIETNAM

Lê Đức Viên

Trường Đại học Đông Nam, Trung Quốc (Southeast University, China); [email protected]

Tóm tắt - Nhà phố là một loại hình cư trú phố biến tại TP. Đà Nẵng, tuy nhiên hiện nay việc thiết kế nhà phố có tính thích ứng khí hậu chưa thật sự được xem trọng. Nghiên cứu này sử dụng phương pháp khảo sát thực tế ở các phương diện nhiệt độ bề mặt tường và mái, nhiệt độ không khí trong nhà và tốc độ gió trong nhà để miêu tả hiện trạng tác động của khí hậu lên kiến trúc và khả năng thích ứng của kiến trúc. Căn cứ vào kết quả khảo sát, phát hiện những tồn tại điển hình trong thiết kế nhà phố tại Đà Nẵng, từ đó thảo luận và đề xuất một số giải pháp nâng cao khả năng thích ứng khí hậu của nhà phố. Các giải pháp được đề xuất xoay quanh hai mục tiêu, một là giảm thiểu mức độ ảnh hưởng của bức xạ mặt trời đối mái và tường, hai là tăng cường hiệu quả thông gió trong nhà.

Abstract - Tube house is the most common residential type in Da Nang. However, climate adaptability design of this kind of housing has not been given proper attention at present. Based on field investigation, this study focuses on the surface temperature of residential roofs and walls, indoor air temperature and indoor wind speed, and objectively describes the impact of climate on the tube house design and its adaptability. From the results of the survey, this paper points out some typical design problems, and then discusses and puts forward some strategies to improve the climate adaptability of the tube house. Each strategy aims at reducing the impact of solar radiation on the roof and walls, and improving the effect of indoor ventilation.

Từ khóa - nhà phố; thích ứng khí hậu; che nắng; thông gió; TP. Đà Nẵng

Key words - tube house; climate adaptability; sunshade; ventilation; Danang City


Trong thời đại hiện nay, để phục vụ cho sự phát triển

trên nhiều phương diện của loài người, chúng ta đã khai

thác tự nhiên một cách quá mức, điều này dẫn đến việc

nguồn tài nguyên cạn kiệt, môi trường ô nhiễm nặng nề, khí

hậu biến đổi theo chiều hướng tiêu cực. Bởi vậy, việc giảm

thiểu những tác động của con người đối với môi trường sống

là một điều tất yếu và cấp thiết. Trong kiến trúc, quá trình sử

dụng kiến trúc đã tiêu hao rất nhiều năng lượng, đồng thời

gây ra nhiều ô nhiễm cho môi trường xung quanh. Việc sử

dụng các thiết bị điều hòa không khí trong kiến trúc còn là

một trong những nguyên nhân chính làm gia tăng mức độ

trầm trọng của hiện tượng đảo nhiệt trong thành phố (UHI)

[1]. Từ những năm 40 của thế kỷ 20, lứa kiến trúc sư đầu

tiên của nước ta đã bỏ nhiều công sức để tìm tòi và sáng tạo

các giải pháp kiến trúc phù hợp với khí hậu nhiệt đới Việt

Nam [2], tuy nhiên đến nay thành quả từ các nghiên cứu này

vẫn chưa được nhân rộng và kế thừa xứng đáng. Chính vì

vậy, việc thiết kế sao cho các công trình kiến trúc có khả

năng thích ứng với khí hậu, giảm thiểu việc sử dụng các

biện pháp điều tiết vi khí hậu hao tốn năng lượng là vấn đề

bức thiết và cần được thực hiện rộng rãi.

Hiện nay, trên toàn quốc nói chung và TP. Đà Nẵng nói

riêng, hình thức nhà ở phổ biến nhất là hình thức nhà ở

riêng lẻ [3], mà trong các đô thị thì điển hình nhất là nhà

phố. Khí hậu tại TP. Đà Nẵng cơ bản là khí hậu nhiệt đới,

gió mùa với mùa hạ nóng bức (nhiệt độ cao nhất có thể

vượt qua 40°C), mùa đông không lạnh hoặc chỉ hơi lạnh

[4], trong đó mùa hạ với nhiệt độ cao đã ảnh hưởng rất lớn

đến đời sống sinh hoạt và sản xuất của con người. Tuy

nhiên, việc thiết kế nhà phố trong thời gian qua còn chưa

được xem trọng, dẫn đến tình trạng người dân hoặc các nhà

thầu xây dựng nhỏ lẻ thiếu chuyên môn về thiết kế kiến

trúc tự tiến hành thiết kế mà rất ít hoặc không hề xem xét

các yếu tố thích ứng khí hậu để tạo được một không gian

sống vừa đảm bảo tiện nghi nhiệt, vừa giảm thiểu mức độ

sử dụng năng lượng. Ngay cả trong giới kiến trúc sư cũng

có một bộ phận khá lớn những người không chú trọng về

vấn đề này. Hậu quả của việc này là kiến trúc thiếu tính

thích ứng khí hậu, làm giảm sự tiện nghi của người sử dụng

trong những thời điểm khí hậu khắc nghiệt.

Một số nghiên cứu về vấn đề thích ứng khí hậu đã được

tiến hành, như: Nghiên cứu giải pháp tiết kiệm năng lượng

cho nhà ống tại Đà Nẵng của Hồ Hồng Quyên [5]; Nghiên

cứu giải pháp thiết kế cho nhà phố hướng Tây và Tây Nam

tại Hà Nội của Nguyễn Quang Minh [6]; Nghiên cứu cải

thiện thông gió trong nhà ở bằng sân trong của Nguyễn Anh

Tuấn [7]; Nghiên cứu so sánh hiệu quả của các phương

pháp thông gió tự nhiên trong nhà ống của Phạm Hải Hà

[8]…, đã đứng ở nhiều góc độ khác nhau để nêu lên các

vấn đề thích ứng khí hậu và giải pháp cải thiện vấn đề trong

thiết kế nhà phố. Với mục đích tiếp tục góp phần nghiên

cứu các giải pháp thích ứng khí hậu cho nhà phố tại Đà

Nẵng, nghiên cứu này tập trung khảo sát những ảnh hưởng

cụ thể của khí hậu đối với kiến trúc nhà phố trong mùa hạ,

phát hiện những điểm hạn chế trong thiết kế để thảo luận

và đề xuất các giải pháp cải thiện.


Nghiên cứu này được thực hiện dựa trên 3 bước chủ

yếu: Một là, sử dụng phương pháp khảo sát thực tế để xác

định các ảnh hưởng của khí hậu đến kiến trúc; Hai là, sử

dụng phương pháp quy nạp và so sánh để tổng hợp và thảo

luận về kết quả kháo sát; Ba là, dựa trên kết quả thảo luận

ở bước hai để đề xuất những giải pháp cải thiện và phát

triển việc thiết kế nhà phố thích ứng với khí hậu.

Để đảm bảo tính bao quát và tính điển hình, nghiên

cứu lựa chọn 3 căn nhà có thiết kế, quy mô khá tương

đồng với nhau và khá tương đồng với đa số các nhà phố

hiện nay trên địa bàn TP. Đà Nẵng để tiến hành khảo sát.


Việc khảo sát tiến hành với 3 nội dung chủ yếu, bao

gồm: khảo sát nhiệt độ bề mặt tường và mái, khảo sát

nhiệt độ các không khí bên trong nhà, khảo sát tốc độ

gió bên trong nhà.

Các căn nhà được khảo sát bao gồm: nhà tại đường Trần

Quý Khoách (ký hiệu: Nhà A), nhà tại đường Nguyễn Văn

Giáp (Nhà B), nhà tại đường Trịnh Công Sơn (Nhà C).

Thời điểm khảo sát là tháng 7, một trong những tháng nóng

cao điểm tại TP. Đà Nẵng. Điều kiện thời tiết của các ngày

khảo sát là ngày nắng, nhiệt độ ngoài trời cao nhất và thấp

nhất trong khoảng thời gian đo lần lượt là: Nhà A: 26°C -

36°C, Nhà B: 27°C - 36°C, Nhà C: 28°C - 37°C. Thời gian

khảo sát đối với mỗi căn nhà là từ 6:00 đến 21:00 của 1

ngày.

Các thiết bị đo đạc bao gồm: Thiết bị đo nhiệt độ bề mặt

Smart Sensor AS852B, phạm vi đo từ -50°C đến 750°C, độ

chính xác khi đo ở nhiệt độ 0 - 100°C là ±2°C, độ phân giải

là 0,1°C, cân chỉnh tần suất khi đo tường gạch và mái ngói

là 0,90, khi đo mái bê tông là 0,95; Thiết bị đo nhiệt độ

không khí Suwei SW101, phạm vi đo từ -10°C đến 50°C,

độ chính xác là ±1°C, độ phân giải là 0,1°C; Thiết bị đo tốc

độ gió Smart Sensor AS8336, phạm vi đo từ 0,1 - 45m/s,

độ chính xác là ±3%, độ phân giải là 0,001m/s; cùng các

thiết bị phụ trợ khác.

3. Kết quả khảo sát

3.1. Kết quả khảo sát Nhà A

Hình 1. Nhiệt độ bề mặt tường và mái (Nhà A, °C)

Hình 2. Nhiệt độ không khí trong và ngoài nhà

(Nhà A, °C)

Hình 3. Nhiệt độ không trí trong nhà ở thời điểm nóng nhất

(Nhà A, °C)

Hình 4. Tốc độ gió khi mở và đóng cửa (Nhà A)


3.2. Kết quả khảo sát Nhà B

Hình 5. Nhiệt độ bề mặt tường và mái (Nhà B, °C)


(Nhà B, °C)


(Nhà B, °C)

Hình 8. Tốc độ gió khi mở cửa (Nhà B)

3.3. Kết quả khảo sát Nhà C

Hình 9. Nhiệt độ bề mặt mái (Nhà C, °C)


(Nhà C, °C)


(Nhà C, °C)


Hình 12. Tốc độ gió khi mở cửa (Nhà C)

4. Thảo luận

Dựa vào các kết quả khảo sát, nghiên cứu đưa ra thảo

luận về thích ứng khí hậu trong thiết kế nhà phố như sau:

4.1. Cấu tạo tường và mái quyết định mức độ nhận nhiệt

của kiến trúc

Thông qua kết quả khảo sát có thể dễ dàng nhận thấy

bộ phận nhận nhiều nhiệt nhất của kiến trúc nhà phố là mái

và tường mặt tiền. Ở Nhà A, phía trên mái bê tông cốt thép

(BTCT) hoàn toàn không có thiết bị che chắn khác, nên

dưới tác dụng của bức xạ mặt trời (BXMT), mái bị đốt

nóng, một lượng lớn nhiệt lượng truyền trực tiếp vào không

gian trong nhà làm nhiệt độ không khí trong nhà nhanh

chóng tăng lên, nhiệt độ mặt trong mái thấp nhất là 34,3°C,

cao nhất là 44,5°C, nhiệt độ không khí của các không gian

ở tầng 3 ở mức cao, khoảng 35 ~ 36°C. Cũng với cùng

nguyên tắc như vậy, mái BTCT của Nhà B cũng chịu ảnh

hưởng lớn của BXMT, tuy nhiên, vì Nhà B có lắp đặt thêm

hệ thống lưới che nắng, nên độ ảnh hưởng ấy đã được giảm

đi một phần rất đáng kể, chịu cường độ bức xạ thấp hơn

nên nhiệt độ của mái cũng thấp hơn so với trường hợp Nhà

A, nhiệt độ mặt trong mái thấp nhất là 30,1°C, cao nhất là

37,4°C, nhiệt độ không khí của các không gian của tầng 2

khoảng 32 ~ 33°C. Cấu tạo mái của Nhà C khác với 2

trường hợp trước, Nhà C được thiết kế với một hệ thống

mái ngói che chắn gần như toàn bộ phần mái BTCT bên

dưới, hình thành một tầng mái vừa có chức năng kho chứa,

vừa là phần không gian đệm để giảm thiểu ảnh hưởng của

BXMT. Dưới ánh nắng mặt trời, mái ngói có nhiệt độ rất

cao, nhiệt độ mặt trong mái ngói thấp nhất là 39,5°C, cao

nhất là 55,5°C, nhiệt độ không khí của tầng mái thời gian

buổi trưa lên đến hơn 37°C. Tuy vậy, nhờ sự che chắn của

mái ngói, đồng thời không khí nóng trong tầng mái cũng

thường xuyên được gió đẩy ra ngoài, nên mái BTCT có

nhiệt độ thấp hơn so với 2 trường hợp A và B, nhiệt độ mặt

trong mái BTCT thấp nhất là 31,5°C, cao nhất chỉ có

34,8°C, và nhiệt độ không khí ở tầng 2 cũng chỉ ở mức

khoảng 31 ~ 32°C.

So sánh 3 kết quả trên chúng ta có thể dễ dàng nhận

thấy, với điều kiện môi trường tương đối đồng nhất, mái

nhà không được che nắng, mái nhà được che nắng một

phần, và mái nhà được che nắng hoàn toàn, có mức độ nhận

nhiệt sản sinh do BXMT là khác nhau, từ đó làm cho mức

độ nhận nhiệt của kiến trúc cũng khác nhau. Mái không có

thiết kế che nắng nóng lên rất nhanh và trong thời gian ban

ngày luôn ở trạng thái tỏa nhiệt trực tiếp vào bên trong nhà.

Về đêm, tuy không còn chịu ảnh hưởng của BXMT, nhưng

mái BTCT vẫn tiếp tục tỏa ra lượng nhiệt lớn mà BTCT

hấp thụ trong ngày, làm cho nhiệt độ không khí bên trong

kiến trúc vẫn ở mức khá cao.

Các số liệu đo đạc về nhiệt độ bề mặt tường cũng cho

thấy hiện tượng tương tự như trên. Dưới tác dụng của

BXMT, tường ngoài của kiến trúc bị làm nóng và liên tục

truyền nhiệt vào không gian bên trong. Tường tầng 2 của

nhà A và B đều không có cấu kiện che nắng, nên nhiệt độ

tường cao, nhiệt độ bề mặt bên trong tường lần lượt là 32,1

~ 37,7°C, và 31,5 ~ 35,7°C. Tường phía trong của tầng 3

Nhà A được che nắng một phần nhỏ diện tích, nên có nhiệt

độ mặt trong tường là 32,0 ~ 36,1°C, thấp hơn so với tường

tầng 2. Tường được che nắng một phần lớn diện tích bao

gồm tường tầng 1 của nhà A và B (che bởi phần kiến trúc

nhô ra ở trên và cây xanh ở bên ngoài), nhiệt độ mặt trong

tường thấp hơn, lần lượt là 31,7 ~ 34,4°C và 30,4~34,2°C.

Kết quả đó cho thấy tường được che nắng sẽ có nhiệt độ

thấp hơn, lượng nhiệt truyền vào trong nhà cũng thấp hơn.

Tuy nhiên, hiện nay tường nhà phố ở Đà Nẵng thường

không có lớp che nắng cần thiết này.

Mái và tường đơn lớp, không có cấu kiện che nắng là

một hiện tượng rất phổ biến trong thiết kế kiến trúc nhà phố

ở Đà Nẵng, thể hiện mức độ thích ứng thấp với khí hậu.

Cần phải có sự chú trọng trong thiết kế cấu tạo mái và

tường để nâng cao khả năng thích ứng với điều kiện cường

độ BXMT lớn, nhiệt độ cao của khu vực Đà Nẵng.

4.2. Độ mở của không gian quyết định hiệu quả thông gió

của kiến trúc

Đối với Nhà A: Vận tốc gió ngoài trời lớn nhất ở hướng

đón gió chính là 2,76m/s. Khi có gió và khi các cửa được

mở, tốc độ gió trung bình trong nhà khoảng 0,75m/s ở tầng

3, khoảng 0,30m/s ở tầng 2, và <0,10m/s ở khu vực phía

trong của tầng 1. Đối với Nhà B: Vận tốc gió ngoài trời lớn

nhất ở hướng đón gió chính là 3,58m/s. Khi có gió và khi

các cửa được mở, tốc độ gió trung bình trong nhà khoảng

0,30m/s ở tầng 2, và 0,28m/s ở tầng 1. Đối với Nhà C: Vận

tốc gió ngoài trời lớn nhất ở hướng đón gió chính là

1,86m/s. Khi có gió và khi các cửa được mở, tốc độ gió

trung bình trong nhà khoảng 0,32m/s ở khu vực phía trong

tầng 1, khoảng 0,36 - 0,37m/s ở các không gian mở ở tầng

2. Từ các số liệu đo đạc có thể thấy, khi có gió và khi các

cửa được mở, vận tốc gió trung bình của đa phần các không

gian mở là từ 0,28 đến 0,37m/s, tốc độ gió này đảm bảo

được sự lưu thông không khí trong nhà, đồng thời con

người có thể cảm nhận được gió và có cảm giác được làm

mát. Tuy nhiên, cũng có nhiều không gian tương đối khép

kín (như phòng ngủ, hoặc các khu vực phía trong tầng 1 mà

không có cửa hoặc cửa rất nhỏ) chỉ có tốc độ gió khoảng

dưới 0,10m/s và tần suất có gió rất thấp, không đảm bảo

được sự lưu thông không khí và không tạo được tác dụng


làm mát cho con người [9].

Trong 3 trường hợp khảo sát thì chỉ có Nhà C là có thời

gian mở cửa khá dài, lại có 2 mặt mở nên có hiệu quả thông

gió tốt mặc dù vận tốc gió ngoài trời trong thời gian đo của

Nhà C thấp hơn. Hai trường hợp còn lại đã có diện tích đón

gió nhỏ lại còn thường xuyên đóng kín các cửa, nên hiệu

quả thông gió rất thấp, đặc biệt là trong trường hợp của Nhà

A. Nhà A có giếng trời ngay giữa nhà, nhưng lại không sử

dụng các biện pháp che nắng, ánh nắng chiếu trực tiếp vào

không gian trong nhà làm nhiệt độ không khí trong nhà lên

cao, không khí nóng tích tụ nên nhiệt độ không khí trong

nhà luôn ở mức cao.

Các cửa đóng kín hoặc các không gian kín nằm chắn ở

những vị trí có thể lấy gió làm cho khả năng thông gió tự

nhiên của nhà phố bị giảm đi rất nhiều hoặc hoàn toàn

không tồn tại khả năng thông gió. Đây cũng là một trong

những tồn tại điển hình trong thiết kế nhà phố ở Đà Nẵng,

cần phải có giải pháp cải thiện phù hợp.

5. Kiến nghị

5.1. Sử dụng cấu tạo mái nhiều lớp

Cấu tạo mái nhiều lớp với khoảng trống giữa các lớp sẽ

giúp giảm thiểu sự ảnh hưởng trực tiếp của BXMT đối với

không gian trong nhà. BXMT tác động lên lớp mái bên ngoài

làm lớp mái này nóng lên, nhiệt lượng truyền vào lớp không

khí phía trong. Với tần suất gió cao của khu vực Đà Nẵng,

gió sẽ đẩy phần lớn không khí nóng trong khoảng trống giữa

hai lớp mái ra ngoài, lượng nhiệt và bức xạ nhiệt đến lớp mái

thứ 2 đã giảm đi một phần nên lượng nhiệt truyền vào không

gian bên trong nhà sẽ ít hơn. Lớp mái phụ có thể được làm

bằng các vật liệu như BTCT, gỗ, tôn, hoặc lớp thực vật…

Khoảng cách giữa 2 lớp mái có thể đủ lớn để làm một không

gian phụ như kho chứa, vườn trên mái…

5.2. Sử dụng cấu tạo tường nhiều lớp

Nguyên lý của các biện pháp che nắng cho tường và

cửa cũng tương tự như đối với mái, tức là sử dụng khoảng

trống giữa các lớp để giảm thiểu lượng nhiệt truyền vào

bên trong nhà. Đối với tường và cửa thì còn cần chú ý đến

hướng của nhà, tại TP. Đà Nẵng, các tường và cửa hướng

về hai hướng Đông và Tây cần đặc biệt chú ý vấn đề che

nắng, bởi hai hướng này chịu ảnh hưởng BXMT lớn nhất

vào mùa hè. Hướng cần chú ý tiếp theo là hướng Bắc, bởi

ở thời điểm nắng nóng nhất của TP. Đà Nẵng thì quỹ đạo

của mặt trời vượt qua thiên đỉnh và chếch về phía Bắc. Các

cấu kiện che nắng dành cho tường và cửa đều nên dựa vào

phương vị và góc cao của mặt trời để có tính toán chính xác

về hình dạng, góc độ và kích thước. Các lớp cấu kiện che

nắng có thể được làm bằng BTCT, gỗ, thép, lớp thực vật…

Khoảng cách giữa lớp che nắng và tường có thể đủ rộng để

trở thành không gian công năng, như ban công, vườn cây…

5.3. Không gian mở để thông gió

Trong thiết kế thông gió, đầu tiên phải xem xét hướng

nhận gió, cần có cách mở cửa và lắp đặt cấu kiện đón gió

hợp lý để đón được gió mát và tránh gió nóng, đặc biệt có

thể xem xét lấy gió từ phía trên mái, bởi tốc độ gió phía

trên mái rất cao, nếu tận dụng tốt có thể trở thành một trong

những nguồn gió chính cho nhà. Thứ hai, tăng cường

không gian mở bên trong nhà để không khí được lưu

chuyển thuận lợi, tránh trường hợp chia tách không gian

thành quá nhiều những hộp kín chắn lối đón gió và thoát

gió. Thứ ba, cửa nên có cấu tạo nhiều lớp, trong đó, lớp

song chấn vừa có thể cho phép gió ra vào, vừa đảm bảo vấn

đề an ninh, lớp kính hoặc gỗ đặc để đóng kín nhà trong các

trường hợp cần thiết, tránh hiện tượng đa phần chỉ làm các

cánh cửa đặc dẫn đến mất đi cơ hội hình thành thông gió

trong nhà phố như hiện nay.

6. Kết luận

Kiến trúc thích ứng khí hậu là một xu thế tất yếu trong

bối cảnh biến đổi khí hậu như hiện nay. Sử dụng cấu tạo

mái và tường nhiều lớp để giảm ảnh hưởng của BXMT,

thiết kế không gian mở để nâng cao hiệu quả thông gió, là

những biện pháp thiết kế thụ động quan trọng và cơ bản

nhất để nâng cao khả năng thích ứng của loại hình nhà phố

trong điều kiện khí hậu mùa hạ khắc nghiệt tại TP. Đà

Nẵng. Ngoài ra, cũng cần nâng cao nhận thức về kiến trúc

thích ứng khí hậu, giảm thiểu sử dụng năng lượng để góp

phần thực hiện mục tiêu phát triển bền vững.


[1] Rizwan A. M., Dennis Y.C.L., Liu C., “A review on the generation,

determination and mitigation of Urban Heat Island”, Journal of Environmental Sciences, 20, 2008, pp. 120–128.

[2] Phạm Đức Nguyên, Kiến trúc sinh khí hậu, NXB Xây dựng, 2008.

[3] Tổng Cục Thống kê, Diện tích sàn xây dựng nhà ở hoàn thành trong

năm phân theo loại nhà, www.gso.gov.vn

[4] Bộ Xây dựng, QCVN 02: 2009/BXD, Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia:

Số liệu điều kiện tự nhiên dùng trong xây dựng, Hà Nội, 2009.

[5] Hồ Hồng Quyên, “Nghiên cứu các giải pháp thiết kế kiến trúc tiết

kiệm năng lượng cho nhà ống tại thành phố Đà Nẵng”, Tạp chí Khoa

học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, 11(84), 2014, trang 48–54.

[6] Quang Minh Nguyen, “Shop-Houses Facing West or Southwest

in Hanoi - Reconceptualised in View of Indoor Thermal Comfort

and Energy Efficiency”, Procedia Engineering, 142, 2016, pp. 268–275.

[7] Nguyễn Anh Tuấn & Lê Thị Kim Dung, “Cải thiện thông gió tự

nhiên trong nhà ở bằng sân trong”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ

Đại học Đà Nẵng, 3(76), 2014, trang 68–71.

[8] Phạm Ngọc Đăng & Phạm Hải Hà, Nhiệt và khí hậu kiến trúc, NXB

Xây dựng, Hà Nội, 2011.

[9] Ngô Thám, Kiến trúc Năng lượng & Môi trường, NXB Xây dựng,

Hà Nội, 2012.



LỰA CHỌN THIẾT BỊ ĐỂ HỖ TRỢ ỔN ĐỊNH HỆ THỐNG ĐIỆN KHI

ĐẤU NỐI NHÀ MÁY ĐIỆN MẶT TRỜI CÔNG SUẤT LỚN

SELECTION OF DEVICES TO SUPPORT POWER SYSTEM STABILITY WHEN

CONNECTED WITH LARGE-SCALE PHOTOVOLTAIC POWER PLANTS

Đinh Thành Việt1, Lê Cao Quyền2, Trần Viết Thành2 1Đại học Đà Nẵng; [email protected],

2Công ty Cổ phần Tư vấn xây dựng Điện 4; [email protected], [email protected]

Tóm tắt - Bài báo nghiên cứu các tác động của nhà máy điện (NMĐ) mặt trời có công suất lớn tại khu vực tỉnh Đắk Lắk (quy hoạch năm 2025). Thực hiện mô hình hóa các thiết bị điện, BESS, STATCOM, mô hình toán học của pin mặt trời, cấu trúc lưới điện trên phần mềm PSS/E phù hợp với quy hoạch điện năm 2025. Thực hiện giả định các kịch bản nguy hiểm bằng cách thay đổi cường độ bức xạ mặt trời, mô phỏng các sự cố ngắn mạch 3 pha trên đường dây truyền tải có đấu nối với nhà máy điện mặt trời. Các kết quả nghiên cứu tập trung vào sự dao động của tần số và điện áp theo các kịch bản nguy hiểm. Để nâng cao hơn sự ổn định của hệ thống điện, bài báo đề xuất ứng dụng các thiết bị STATCOM, BESS lắp đặt tại thanh cái 220 kV nhà máy điện mặt trời, đồng thời so sánh và lựa chọn thiết bị BESS để hỗ trợ ổn định hệ thống điện khi nhà máy điện mặt trời công suất lớn đấu nối vào hệ thống.

Abstract - This paper investigates the impacts of a large-scale photovoltaic power plant in Dak Lak province (planning for 2025). The model of electrical devices, BESS, STATCOM, mathematical models of photovoltaic grid structure have been implemented based on PSS/E software with the power planning for 2025. The risk scenarios by changing intensity of the solar radiation, simulating the three-phase short-circuit on the transmission lines connected to the solar power plant have been presented. The research results focus on frequency and voltage oscillation in dangerous scenarios. To enhance stability of the power system, the paper suggests installing STATCOM, BESS devices at the 220 kV busbar of the solar power plant, to compare their advantages, and to select the BESS device in supporting stability of the power system when a large-scale power plant is connected to the system.

Từ khóa - điện mặt trời; BESS; MPPT; cường độ bức xạ mặt trời; STATCOM; hệ thống điện.

Key words - photovoltaic cell; BESS; MPPT; solar intensity; STATCOM; power system.


Nghiên cứu kết nối điện mặt trời với hệ thống điện hiện

hữu đang là vấn đề quan tâm của nhiều quốc gia trên thế

giới, trong đó có Việt Nam. Hiện tại, trên thế giới đã có

nhiều công trình nghiên cứu về tác động của các nhà máy

điện mặt trời công suất lớn đối với lưới điện, chẳng hạn

như [1], [2]. Tại Việt Nam hiện nay vẫn chưa có các nhà

máy điện mặt trời có công suất và quy mô lớn, nên mới chỉ

có các công trình nghiên cứu những ảnh hưởng đến lưới

điện liên quan đến điện mặt trời công suất nhỏ, lắp mái, tác

động đến các lưới điện phân phối. Khi tỷ trọng điện mặt

trời tăng dần, cần có các nghiên cứu sâu hơn về sự ảnh

hưởng của điện mặt trời công suất lớn đối với lưới điện

Việt Nam. Trong bối cảnh đó, bài báo tiến hành nghiên cứu

các tác động của nhà máy điện mặt trời có công suất lớn

khu vực tỉnh Đắk Lắk (quy hoạch đến năm 2025).

Theo Tổng sơ đồ điện VII (TSĐ VII) hiệu chỉnh, tính

đến năm 2025 cơ cấu nguồn điện sử dụng năng lượng tái

tạo rất lớn, chiếm đến 12,5%, trong đó điện mặt trời chiếm

tỷ trọng cao nhất [3]. Chỉ riêng đối với tỉnh Đắk Lắk, quy

hoạch nguồn điện mặt trời khu vực huyện Ea Súp của tỉnh

lên đến gần 1.400 MW tính đến năm 2025. Công suất điện

mặt trời lớn ảnh hưởng đến chất lượng điện năng của khu

vực đấu nối, nhất là khi bị gián đoạn bởi bức xạ mặt trời.

Ngoài ra, sự cố ngắn mạch trên lưới điện có đấu nối với

nguồn điện mặt trời công suất lớn cũng gây ra những ảnh

hưởng tương tự đến tần số, ổn định hệ thống điện phải quan

tâm. Để giải quyết vấn đề này, hiện tại có rất nhiều thiết bị

hỗ trợ, tuy nhiên theo [4] thì thiết bị bù STATCOM phù

hợp với ổn định hệ thống điện Việt Nam, ngoài ra, với đặc

tính của thiết bị BESS có khả năng nạp và xả năng lượng

khi cần thiết nên rất phù hợp để hỗ trợ hệ thống khi có tích

nguồn năng lượng tái tạo. Do đó, bài báo đề xuất sử dụng

thiết bị BESS (Battery Energy Storage System - Hệ thống

Pin tích năng) so sánh với việc sử dụng STATCOM thông

qua đánh giá ưu điểm của từng loại thiết bị đối với các tác

động phục hồi tần số cũng như ổn định hệ thống. Phần mềm

PSS/E-33 được sử dụng trong quá trình mô phỏng, phân

tích giải quyết vấn đề này.

2. Mô hình hóa thiết bị

2.1. Pin mặt trời

Pin mặt trời (viết tắt là PV cell) có đặc tính V-I đặc biệt,

chịu ảnh hưởng khi thay đổi trở kháng tải, cường độ bức xạ

và nhiệt độ. Các PV cell có công suất cực đại khi nó vận

hành tại điểm nối giữa đặc tính nguồn dòng và nguồn áp.

Thuật toán chọn điểm làm việc cực đại (Maximum Power

Point Tracking – MPPT) đảm bảo PV cell có thể vận hành

ở điểm có công suất cực đại.

Hình 1. Mô hình thiết bị PV

PV cell là mô hình nguồn dòng, Iph phát ra dòng điện

do hiệu ứng quang điện và dòng điện bão hòa ngược. I0 là

dòng qua điốt. Trong mô hình còn có Rs là điện trở nối tiếp

chính, điện trở của cell, điện trở dây dẫn, điện trở bề mặt;

Rsh là điện trở song song tạo ra hiện tượng dòng rò theo rìa



116 Đinh Thành Việt, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành

của PV cell và dòng rò dọc theo vết nứt nhỏ và các hạt. Mối

quan hệ vật lý giữa dòng điện và điện áp được thể hiện theo

công thức bên dưới [5]:

𝐼 = 𝐼𝑝ℎ − 𝐼0 (𝑒𝑞(𝑉+𝑅𝑠𝐼)

𝑛𝐾𝑇 − 1) −𝑉 + 𝑅𝑠𝐼

𝑅𝑠ℎ

(1)

Trong đó: I là dòng điện ra của cell;

V là điện áp của cell;

Iph là dòng điện phát ra từ hiện tượng quang điện;

I0 là dòng điện bão hòa của điốt;

q là điện tích của electron;

k là hằng số Boltzman;

T là nhiệt độ môi trường, n là hệ số lý tưởng.

2.2. Thuật toán chọn điểm làm việc cực đại (MPPT)

Mục tiêu của việc dùng MPPT trong nhà máy PV là để

tối đa hóa công suất đầu ra của pin PV và nâng cao hiệu

suất làm việc của việc biến đổi năng lượng. Các công nghệ

MPPT được giới thiệu trong tài liệu [6] và cả 2 thuật toán

xác định điểm làm việc có công suất lớn nhất Incremental

Conductance (INC – thuật toán điện dẫn gia tăng) và

Perturbation & Observation (P&O – thuật toán nhiễu loạn

và quan sát) cũng đã được mô hình hóa. Tuy nhiên, theo

[7] mô hình INC được dùng để mô phỏng động vì đây là

phương pháp khắc phục những nhược điểm của phương

pháp P&O như sẽ cho kết quả tốt nhất khi thời tiết thay đổi

nhanh. Vì vậy, bài báo sử dụng thuật toán INC để mô

phỏng. Nguyên lý làm việc của thuật toán là so sánh giá trị

điện dẫn tức thời (I/V) với giá trị điện dẫn gia tăng INC

(dI/dV). Tại điểm công suất cực đại INC (dI/dV) bằng với

điện dẫn tức thời (I/V), nghĩa là độ dốc của đường cong

công suất bằng 0. Khi điện dẫn gia tăng bé hơn hoặc lớn

hơn điện dẫn tức thời thì điện áp đầu ra của PV hoặc tăng

lên hoặc giảm xuống (Hình 2).

Hình 2. Cấu trúc mô hình PV nối lưới có MPPT

2.3. Mô hình Battery Energy Storage System – BESS

Trong vài trường hợp do cường độ bức xạ thay đổi,

ngắn mạch trên lưới PV, … dẫn đến dao động công suất

ảnh hưởng đến tần số gây mất cân bằng hệ thống buộc phải

sa thải các phụ tải liên quan, gây ra sự mất ổn định hệ thống

điện. Thiết bị BESS có thể dùng để nâng cao ổn định hệ

thống khi cần thiết, vì nó có thể hấp thụ công suất từ lưới

hoặc đẩy công suất lên hệ thống trong trường hợp khẩn cấp.

Nếu công suất thiết bị BESS là đủ để hấp thụ hoặc đẩy toàn

bộ công suất cần thiết của hệ thống trong trường hợp khẩn

cấp thì sẽ giúp giảm thiểu sự mất ổn định về tần số.

Hình 3. Mô hình thiết bị BESS

2.3.1. Mô hình trào lưu công suất thiết bị BESS

BESS sử dụng trong PSS/E có tên gọi là CBEST. Nó

được mô hình hóa như một máy phát thông thường với trở

kháng nguồn lớn. Do trở kháng nguồn lớn nên sự tham gia

của nó không ảnh hưởng đến việc phân tích trào lưu công

suất ở chế độ xác lập.

2.3.2. Mô hình động thiết bị BESS

Mô hình động CBEST đại diện vài đặc tính động của thiết

bị BESS. Nó mô phỏng giới hạn của trào lưu công suất pin

(Pmax và –Pmax) và giới hạn dòng điện AC của bộ chuyển đổi

converter (IACmax và -IACmax). Nó cũng tính tổng năng lượng ra

(Eout) của pin bằng cách nhân công suất ra (Pout) với thời gian,

có xét đến hiệu suất của việc lưu trữ và tổn thất năng lượng.

Công suất ra dương thể hiện pin đang xả, khi công suất ra âm

thể hiện pin đang sạc. Mô hình này thể hiện công suất định

mức đủ lớn đáp ứng tất cả các yêu cầu về năng lượng trong

quá trình mô phỏng, vì vậy nó có thể sạc và xả vào bất kỳ thời

gian nào, không xác định và ở bất kỳ mức nào.

Hình 4. Mô hình thiết bị điều khiển BESS

2.4. Mô hình thiết bị STATCOM

Nguyên lý tạo công suất bù bằng bộ nghịch lưu điện áp

được thể trên Hình 5. X là điện của máy biến áp. Bộ nghịch

lưu áp sẽ được điều khiển để tạo điện áp 3 pha cùng tần số

của điện áp hệ thống. Mỗi áp pha tạo nên bởi bộ nghịch lưu

áp sẽ cùng pha với điện áp hệ thống và điện áp tạo thành

đó mắc liên kết vào hệ thống lưới điện nhờ máy biến áp

liên kết, điện kháng X thường có giá trị nhỏ.

Hình 5. Mô hình STATCOM và sơ đồ tương đương

Mô hình hàm truyền điều khiển STATCOM được thể

hiện bên dưới:


Hình 6. Sơ đồ khối hàm truyền của STATCOM

Trong sơ đồ hàm truyền ở Hình 6, các thông số gồm:

V: điện áp tại thanh cái cần điều khiển;

VT: điện áp tại STATCOM (tại bộ nghịch lưu);

Limit Max = |VT| + XTICMAX: giới hạn trên cực đại;

Limit Min = |VT| - XTILMAX: giới hạn dưới cực tiểu.

3. Khảo sát vấn đề và các giải pháp nâng cao ổn định

Bài báo mô hình hóa hệ thống lưới điện 500 kV,

220 kV Việt Nam năm 2025 bằng chương trình PSS/E –

Version 33 [8]. Các thông số liên quan lưới điện được mô

hình hóa và xây dựng phù hợp với quy hoạch phát triển

điện lực tỉnh Đắk Lắk và TSĐ VII hiệu chỉnh đến năm

2025. Trong đó, Nhà máy điện mặt trời Buôn Đôn (Solar

Buôn Đôn) 1.000 MW (Cos = 0,95) sẽ đấu nối với trạm

biến áp 220 kV Krông Buk (Hình 7-8) qua đường dây mạch

kép 220 kV dài khoảng 20 km. Mô phỏng các vấn đề nghiêm

trọng có thể ảnh hưởng đến ổn định hệ thống như sau:

+ Vấn đề 1: Mây che ảnh hưởng đến cường độ bức xạ.

+ Vấn đề 2: Sự cố ngắn mạch trên đường dây 220 kV

Krông Buk - Chư Sê với thời gian tồn tại sự cố 0,2 s.

Hình 7. Sơ đồ đấu nối với các vị trí sự cố và giải pháp

Hình 8. Trào lưu công suất hệ thống điện khu vực

Tương ứng với các kịch bản nghiên cứu, bài báo đưa

các thiết bị STATCOM hoặc BESS vào vận hành để xem

xét tính đáp ứng của hai loại thiết bị này đối với mục tiêu

nâng cao ổn định hệ thống. Ổn định hệ thống điện ở đây

được xem xét và đánh giá trên các tiêu chí đáp ứng thời

gian trở về trạng thái xác lập của tần số và điện áp sau khi

loại trừ sự cố. Cấu hình lưới điện xem xét với 3 trường hợp:

• Không lắp thiết bị FACTS.

• Lắp STATCOM trên thanh cái 220 kV TBA 220 kV

Solar Buôn Đôn. Công suất STATCOM ±500 MVAr.

• Lắp BESS trên thanh cái 220 kV TBA 220 kV Solar

Buôn Đôn. Công suất 500 MW/±500 MVAr

Hình 9. Vận hành của Solar Buôn Đôn trong 1 ngày điển hình

3.1.1. Mây che ảnh hưởng đến cường độ bức xạ mặt trời

Một đám mây che phủ lớn (100% diện tích nhà máy) có

thể thay đổi độ rọi năng lượng mặt trời và làm thay đổi lớn

về công suất ra của nhà máy PV. Việc mất một lượng lớn

công suất PV trong một thời gian ngắn có thể tác động đáng

kể đến hệ thống, gây ra các dao động tần số và điện áp trên

lưới. Mặc dù không có ghi nhận từ dữ liệu quá khứ về hiện

tượng này, tuy nhiên bài báo cũng xem xét và tính toán đối

với các trường hợp này theo các hướng nghiêm trọng hay

tiêu cực nhất. Trong đó xem xét thời gian đám mây che phủ

duy trì trong thời gian đến 1 phút. Trong thời gian mây che,

lượng bức xạ mặt trời giảm mạnh từ 1.000 W/m2 xuống

0 W/m2 và phục hồi trở lại sau đó.

Hình 10. Cường độ bức xạ mặt trời thay đổi trong 1 phút do

tác động của mây che tương ứng với công suất phát của PV

Hình 10 thể hiện sự giảm bức xạ mặt trời từ 1.000 W/m2

xuống 0 W/m2 trong vòng 1 phút kéo theo công suất đầu ra

cũng bị thay đổi.

Hình 11 thể hiện sự dao động của tần số tại thanh cái

trạm 220 kV Krông Buk. Trường hợp cường độ bức xạ mặt

To Nha Trang

Buôn Tua Srah

228.8<3.3>

221.8<-5.9>

289.1- j3.4

43.0+ j20.643.0+ j22.8

Buôn Kuôp

222.3<-1.7>

140.0+ j34.6140.0+ j34.6

KrongBuk

230.1+ j57.7

223.4<4.3>

129.8- j44.9

-297.5- j35.9

229.0<4.1>

SrêPok 3

SrêPok 480.0+ j39.280.0+ j39.0

-142.4+ j13.5

-0.3

- j63.1

447.3+ j111.5

206.4- j30.5

-75.2

+ j9.9

Luyen nhôm

-299.8+ j22.4

40.0+ j12.240.0+ j12.2

32.0

+ j15.5

32.0

+ j15.5

230.5<4.6>

63.7

+ j25.2

SrêPok 4A

111.2+ j27.9

Krông Ana

244.1- j2.1

221.4<-0.6>

To ÐakNông

998.0+j230.6

Solar Buôn Ðôn

998.0+ j230.61

To C

hu S

e

23:00:0018:24:0013:48:0009:12:0004:36:0000:00:00 [s]

1.00

0.80

0.60

0.40

0.20

0.00

1.00

0.80

0.60

0.40

0.20

0.0023:00:0018:24:0013:48:0009:12:0004:36:0000:00:00 [s]

1.00

0.80

0.60

0.40

0.20

0.00

1.00

0.80

0.60

0.40

0.20

0.00

23:00:0018:24:0013:48:0009:12:0004:36:0000:00:00

1200.00

900.00

600.00

300.00

0.00

-300.00

Solar BuonDuon: Total Active Power in MW

Solar BuonDuon: Total Reactive Power in Mvar

11:00:00230.622 Mvar

11:00:001000.000 MW

DIg

SIL

EN

T

0 10 20 30 40 50 60 70-200

0

200

400

600

800

1000

1200

Time (sec)

Irra

dia

nce

(W

/m2

) a

nd

PV

ou

tpu

t

IRRADIANCE

PV-MW

PV-MVAr

2

1

DC

Đi Nha Trang

Đi Srê Pok

Solar Buôn Đôn

220kV 110kV

TBA 220kV Krông

Buk

BESS System

STATCOM

Đi Krong Ana Đi Chư Sê

118 Đinh Thành Việt, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành

trời thay đổi, tần số hệ thống xảy ra dao động, nhận thấy

ứng dụng thiết bị BESS đã giảm sự dao động với 2 trường

hợp không ứng dụng thiết bị FACTS và ứng dụng thiết bị

STATCOM.

Hình 11. Dao động tần số tại thanh cái 220 kV Krông Buk

Hình 12. Dao động điện áp tại thanh cái 220 kV Krông Buk

Hình 13. Dao động điện áp tại thanh cái 220 kV

trạm Solar Buôn Đôn

Hình 12 – 13 thể hiện sự dao động điện áp tại thanh cái

220 kV trạm 220 kV Krông Buk và Nhà máy Solar Buôn

Đôn. Trường hợp ứng dụng thiết bị STATCOM và BESS

chất lượng điện áp được cải thiện và ổn định hơn so với

không có thiết bị FACTS.

Hình 14. Đáp ứng công suất phản kháng của STATCOM

và vận hành của BESS (xả)

Với các kết quả mô phỏng trên, có thể nhận thấy rằng,

trường hợp cường độ bức xạ mặt trời thay đổi đột ngột đã

gây ra sự gián đoạn về phát công suất của nhà máy điện mặt

trời. Hình 11 – 14 là các so sánh của 3 trường hợp có và

không có lắp đặt thiết bị hỗ trợ. Kết quả mô phỏng cho thấy,

trong quá trình dao động, thiết bị BESS ổn định tần số rất

tốt, độ lệch tần số thấp. Trong khi đó, STATCOM không

tham gia vào việc ổn định tần số này. Điều này có nghĩa rằng,

khi hệ thống bị mất công suất tác dụng thì thiết bị BESS đã

tham gia hỗ trợ bù đắp một phần lượng công suất này. Trong

khi đó, STATCOM chỉ với chức năng phát/thu công suất

phản kháng sẽ không tham gia hỗ trợ công suất tác dụng. Đối

với ổn định điện áp, tại thời điểm bức xạ giảm về 0,

STATCOM giữ điện áp khá tốt. Tuy nhiên giai đoạn trở về

xác lập, BESS điều khiển biên độ điện áp trở về xác lập với

đáp ứng thời gian nhanh hơn so với STATCOM.

3.1.2. Sự cố ngắn mạch

Xem xét trường hợp cắt loại trừ sự cố 3 pha trên 1 mạch

đường dây 220 kV Krông Buk - Chư Sê với thời gian tồn

tại sự cố 0,2 s. Điểm sự cố nằm gần TBA 220 kV Krông

Buk. Trường hợp này bức xạ mặt trời đang tính toán ở mức

1.000 W/m2.

Hình 15. Đáp ứng công suất phát của Solar Buôn Đôn

Hình 15 thể hiện công suất phát của nhà máy điện mặt

trời khi xảy ra sự cố trên hệ thống điện. Trong thời gian sự

cố, công suất của nhà máy có sự dao động và giảm thấp,

tuy nhiên, sau khi loại trừ sự cố thì công suất tác dụng của

nhà máy phục hồi ngay lập tức nhưng công suất phản kháng

phát vẫn dao động kéo dài khoảng 2 s.

Hình 16. Dao động điện áp tại thanh cái 220 kV Krông Buk

Các tính toán cho thấy, khi sự cố công suất phát của

Nhà máy Solar Buôn Đôn giảm xuống thấp, sẽ được phục

hồi khi sự cố được loại trừ. Hình 15 thể hiện đáp ứng công

suất của nhà máy. Hình 16 thể hiện dao động điện áp tại

thanh cái 220 kV Krông Buk. Trong thời gian sự cố, công

suất phát của nhà máy có sự dao động, sau khi sự cố được

loại trừ thì công suất nhà máy trở về ổn định. Sự phục hồi

công suất của Nhà máy Solar Buôn Đôn không giống như

các nhà máy điện quay và nó phục hồi nhanh hơn. Với lưới

điện có tham gia của STATCOM hoặc BESS, sự dao động

của hệ thống được cải thiện nhiều hơn. Theo kết quả mô

phỏng, BESS kiểm soát ổn định tốt hơn so với STATCOM

xét trên tiêu chí đáp ứng tần số của hệ thống (Hình 17) và

dao động góc rotor của các tổ máy phát gần khu vực nhà

máy (Hình 19), do ngoài hỗ trợ về công suất phản kháng

(Hình 18) thì BESS còn hỗ trợ công suất tác dụng. Đổi lại,

về điện áp, thiết bị STATCOM linh hoạt hơn và ổn định tốt

hơn thiết bị BESS trong thời gian sự cố (Hình 16), ưu điểm

này là do STATCOM đáp ứng thời gian cung cấp đến giá

trị công suất cực đại rất nhanh. Giai đoạn sau sự cố BESS

và STATCOM có thể đánh giá là như nhau.

0 10 20 30 40 50 60 70-0.3

-0.25

-0.2

-0.15

-0.1

-0.05

0

0.05

0.1

Time (sec)

Freq

uenc

y (H

z)

Without-FACTS

STATCOM

BESS

0 10 20 30 40 50 60 70222.5

223

223.5

224

224.5

225

225.5

226

226.5

227

Time (sec)

Vol

tage

(kV

)

Without-FACTS

STATCOM

BESS

0 10 20 30 40 50 60 70235

236

237

238

239

240

241

Time (sec)

Vol

tage

(kV

)

Without-FACTS

STATCOM

BESS

0 10 20 30 40 50 60 70-150

-100

-50

0

50

100

150

200

Time (sec)

STA

TCO

M a

nd B

ES

S O

utpu

t

STATCOM-Qout (MVAr)

BESS-Discharge (MW)

BESS-Qout (MVAr)

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10-200

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

Time (sec)

PV O

utpu

t

PV-MW

PV-MVAr

1 1.5 2 2.5 3120

140

160

180

200

220

240

260

Time (sec)

Volta

ge o

f 220

kV K

rong

Buk

S/S(

kV)

Without-FACTS

STATCOM

BESS


Hình 17. Dao động tần số tại thanh cái 220 kV Krông Buk

Hình 18. Đáp ứng công suất phản kháng của STATCOM

và vận hành của BESS (nạp)

Hình 19. Dao động góc rotor máy phát Buôn Kuốp-H1

4. Kết luận

Bài báo thực hiện xây dựng các mô hình thiết bị PV,

STATCOM, BESS trên phần mềm PSS/E–33 với khảo sát

phân tích ổn định hệ thống qua các trường hợp sự cố

nghiêm trọng trong quá trình vận hành. Các kết quả phân

tích thấy rằng, Nhà máy Solar Buôn Đôn tạo ra các ảnh

hưởng về điện áp cũng như tần số đến hệ thống, tuy nhiên

sự dao động này vẫn nằm trong phạm vi cho phép của

Thông tư 25/2016/TT – BCT [9]. Nhưng với mục tiêu nâng

cao chất lượng điện năng, tăng độ ổn định của hệ thống

điện, bài báo xem xét 2 giải pháp tích hợp vào hệ thống PV

là sử dụng thiết bị STATCOM hoặc BESS.

Để nâng cao ổn định về tần số và điện áp khi tích hợp

nguồn điện mặt trời công suất lớn thì thiết bị BESS có ưu

điểm hơn so với STATCOM. Vì vậy, bài báo kiến nghị ứng

dụng thiết bị BESS cho việc hỗ trợ ổn định tần số và điện áp

cho hệ thống điện có kết nối NMĐ mặt trời công suất lớn.

Do đặc tính của thiết bị BESS là có khả năng nạp và xả

năng lượng khi cần thiết, vì vậy BESS rất phù hợp với việc

hỗ trợ nhà máy điện mặt trời công suất lớn cũng như hệ

thống. Ngoài sự ổn định, BESS có thể hỗ trợ về chạy phủ

đỉnh (san bằng đồ thị phụ tải) – giảm tổn thất truyền tải,

tăng khả năng phát công suất (cung cấp dự phòng quay).


[1] Rakibuzzaman Shah, Nadarajah Mithulananthan, Arthit – Sode -

Yome and Kwang. Y. Lee, Impact of Large-Scale PV Penetration

on PowerSystem Oscillatory Stability, Power and Energy Society General Meeting, 2010 IEEE.

[2] Daniel Noel, Felipe Sozinho, Dwight Wilson, Kenan Hatipoglu,

Analysis of Large Scale Photovoltaic Power System Integration into

the Existing Utility Grid Using PSAT, SoutheastCon, 2016 IEEE.

[3] Quyết định số 428/QĐ-TTg của Thủ tướng Chính phủ về việc Phê

duyệt điều chỉnh Quy hoạch phát triển điện lực quốc gia giai đoạn

2011 - 2020 có xét đến năm 2030.

[4] Nguyễn Hồng Anh, Lê Cao Quyền, “Lựa chọn thiết bị bù công suất

phản kháng tối ưu cho lưới điện 500kV Việt Nam”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, Số 3(26), 2008.

[5] JAGow, C. D. Manning, “Development of a photovoltaic array

model for use in power-electronics simulation studies”, IEE Proc.

Electr. Power Appl., Vol. 146, No, 2. March 1999

[6] Trishan Esram, Patrick L. Chapman, Comparison of Photovoltaic

Array Maximum Power Point Tracking Techniques, IEEE

Transactions on Energy Conversion, Vol. 22, No. 2, June 2007.

[7] Tae-Yeop Kim, Ho-Gyun Ahn, Seung-Kyu Park, Youn-Kyu Lee, A Novel Maximum Power Point Tracking Control For Photovoltaic

Power Systems Under Rapidly Changing Solar Radiation, IEEE

International Symposium on Industrial Electronics Proceedings, Vol. 2, 2001, pp. 1011-1014.

[8] PSS/E documentation, version 33.0.0

[9] Quyết định số 25/2016/TT – BCT ngày 30/11/2016, Thông tư quy

định hệ thống truyền tải điện.


1 1.5 2 2.5 3-0.1

-0.05

0

0.05

0.1

0.15

0.2

0.25

Time (sec)

Freq

uenc

y (Hz

)

Without-FACTS

STATCOM

BESS

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10-400

-200

0

200

400

600

Time (sec)

STAT

CO

M a

nd B

ESS

Out

put

STATCOM-Qout(MVAr)

BESS-Charging(MW)

BESS-Qout(MVAr)

0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 105

10

15

20

25

Time (sec)

Rel

ativ

e An

gle

of B

uonK

uop-

H1(

Deg

ree)

Without-FACTS

STATCOM

BESS

http://scv.udn.vn/dtviet/BBao/9858

http://scv.udn.vn/dtviet/BBao/9858

120 Nguyễn Hữu Vinh, Hoàng Văn Khải, Nguyễn Hùng, Lê Kim Hùng

CẢI THIỆN CHẤT LƯỢNG ĐIỆN ÁP TRONG LƯỚI ĐIỆN PHÂN PHỐI 22KV CÓ

PHỤ TẢI PHI TUYẾN DÙNG D-STATCOM VÀ BỘ LỌC SÓNG HÀI

VOLTAGE QUALITY IMPROVEMENT IN 22KV DISTRIBUTION NETWORK

CONNECTED NONLINEAR LOAD USING D-STATCOM AND HARMONIC FILTERS

Nguyễn Hữu Vinh1, Hoàng Văn Khải2, Nguyễn Hùng3, Lê Kim Hùng4 1Tổng Công ty Điện lực Thành phố Hồ Chí Minh; [email protected]

2Trường Trung cấp Kinh tế - Kỹ thuật Đồng Nai; [email protected] 3Trường Đại học Công nghệ Thành phố Hồ Chí Minh; [email protected]

4Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo này đã đưa ra mô hình kết hợp bộ bù đồng bộ tĩnh (D-Statcom) dùng nghịch lưu nguồn áp (VSC) với bộ lọc sóng hài để cải thiện chất lượng điện áp của lưới điện phân phối có phụ tải phi tuyến. Bộ điều khiển PID được áp dụng trong mô hình D-Statcom để ổn định biên độ điện áp tại nút phụ tải khi công suất phụ tải thay đổi. Bộ lọc sóng hài được lắp đặt cùng ở nút tải để loại bỏ các thành phần sóng hài bậc cao nhằm giảm độ méo dạng sóng hài (THD) do phụ tải chỉnh lưu phi tuyến gây ra. Kết quả mô phỏng trong miền thời gian và miền tần số cho thấy hiệu quả của mô hình dùng D-Statcom và bộ lọc sóng hài đưa ra trong việc cải thiện chất lượng điện áp. Các hệ số THD đạt yêu cầu khi đối chiếu với các tiêu chuẩn quốc tế IEEE Std 519-2014 và Tiêu chuẩn Việt Nam (TCVN) về chất lượng điện áp trong vận hành hệ thống điện phân phối của Thông tư 39/2015/TT-BCT của Bộ Công thương.

Abstract - This paper proposes the combination of a static synchronous compensator (D-Statcom) based on a voltage source converter (VSC) and a harmonic filter for voltage quality improvement of power distribution network connected to nonlinear loading. The PID controller is applied to the proposed D-Statcom for stabilizing voltage amplitude at power load buses in the studied power system under changing power load. The harmonic filter is added to remove the harmonics and reduce a total hormonic distortion (THD) caused by nonlinear rectify load. Simulation results in a time domain and frequency domain are presented to show effectiveness of the proposed D-Statcom and the harmonic filter for improving voltage quality. THD coefficients satisfy the requirements when compared with IEEE Standard 519-2014 and Vietnam National Standards (TCVN) in Circular No. 39/2015/TT-BCT.

Từ khóa - bộ bù đồng bộ tĩnh lưới phân phối (D-Statcom); bộ nghịch lưu nguồn áp (VSC); chất lượng điện áp; bộ điều khiển vi tích phân tỉ lệ (PID); bộ lọc sóng hài; tổng độ méo dạng sóng hài (THD); phân tích phổ (FFT); Tiêu chuẩn quốc tế IEEE Std 519-2014; Tiêu chuẩn Việt Nam (TCVN).

Key words - distributionstatic synchronous compensator (D-Statcom); Voltage Source Converter (VSC); voltage quality; Proportional Integral Derivative (PID); harmonics filter; Total Harmonic Distorsion (THD); Fast Fourier Transform (FFT); IEEE Standard 519-2014; Vietnam National Standards (TCVN).

1. Giới thiệu

Xu hướng sử dụng ngày càng nhiều thiết bị phụ tải phi

tuyến trong công nghiệp và dân dụng như bộ chuyển đổi

điện tử công suất dùng trong truyền động điện, máy hàn hồ

quang, lò luyện kim hồ quang, thiết bị sạc điện ắc quy công

suất lớn, đèn điện tử, máy vi tính, tivi, lò vi sóng,… chính

là nguồn sản sinh ra nhiều sóng hài. Sự xuất hiện các thành

phần hài trong lưới điện sẽ là nguyên nhân dẫn đến hệ số

công suất thấp, làm tăng tổn hao nhiệt trong thiết bị điện.

Nó cũng là nguyên nhân làm rung động và tăng độ ồn trong

các động cơ điện, và khiến cho các thiết bị điện tử có độ

nhạy cao làm việc không chính xác hoặc hư hỏng, đặc biệt

là những thiết bị trong các ngành y tế, hàng không và thông

tin liên lạc. Sóng hài gây nên các nhiễu loạn trong hệ thống

điện có thể làm cho hệ thống bảo vệ rơ le tác động sai, điều

này ảnh hưởng trực tiếp đến sự vận hành ổn định và chất

lượng điện cung cấp [1, 2].

Do sự gia tăng của các phụ tải phi tuyến, cùng với yêu

cầu cao về chất lượng điện, độ tin cậy cao đã dẫn đến sự

thay đổi và nâng cao ý thức của các khách hàng sử dụng

điện và các công ty điện lực. Để đảm bảo chất lượng điện

năng khi có đấu nối các phụ tải, đặc biệt là phụ tải phi

tuyến, Bộ Công thương đã ban hành các quy định đấu nối

lưới điện vào năm 2010 và hiệu chỉnh vào năm 2015, đặc

biệt là quy định về tiêu chuẩn độ méo dạng sóng hài

(THD), chi tiết được nêu trong [3]. Những vấn đề chung

của chất lượng điện năng là dao động điện áp, sóng hài và

hệ số công suất [1-5].

Đã có nhiều công trình nghiên cứu về ổn định điện áp

hệ thống điện trong chế độ xác lập [6-12]. Trong [6], các

tác giả phân tích ổn định điện áp truyền tải 220 kV dựa trên

đường cong PV/QV và sử dụng thiết bị SVC để hỗ trợ nâng

cao điện áp. Tuy nhiên SVC được tính toán theo vài mức

tải riêng rẽ của hệ thống chứ không có khả năng đáp ứng

liên tục khi tải thay đổi. Trong [7], các tác giả chứng minh

Statcom hiệu quả hơn SVC trong việc nâng cao ổn định,

giảm dao động công suất cho hệ thống điện có nhiều máy

phát điện. Mô hình hóa mô phỏng trên Matlab/Simulink và

điều khiển Statcom đã được thực hiện trong [8, 9], kết quả

cho thấy Statcom hiệu quả trong việc điều khiển biên độ

điện áp trong xác lập, tuy nhiên mô hình nghiên cứu chỉ áp

dụng trong lưới điện hạ thế với bộ bù công suất nhỏ dùng

nghịch lưu cầu 6 bước với chuyển mạch IGBT. Trong [10-

12], các tác giả áp dụng Statcom dùng bộ PID tự điều chỉnh

để bù công suất kháng, nâng cao hệ số công suất, giảm tổn

thất và điều chỉnh biên độ điện áp lưới phân phối. Lựa chọn

tối ưu vị trí Statcom dùng để hỗ trợ công suất kháng trong

lưới điện có nguồn phân tán DG được trình bày trong [13].

Trong [14], Statcom với bộ điều khiển PID được dùng để

giảm dao động công suất và ổn định động máy phát điện

khi xảy ra ngắn mạch ba pha trên hệ thống điện xoay

chiều có tụ điện bù dọc. Giải pháp tích hợp Statcom vào

hệ thống điện gió nối lưới nhằm cải thiện đáp ứng quá độ,

nâng cao ổn định điện áp khi xảy ra ngắn mạch được trình

bày trong [15]. Tất cả các công trình nghiên cứu trên cho

thấy hiệu quả của D-Statcom để ổn định biên độ điện áp



trong xác lập và quá độ, tuy nhiên yêu cầu về độ méo dạng

điện áp thì D-Statcom chưa giải quyết được.

Bài báo này đưa ra mô hình kết hợp bộ bù đồng bộ tĩnh

(D-Statcom) dùng nghịch lưu đa bậc chuyển mạch GTO

điều chế PWM và bộ lọc sóng hài để cải thiện chất lượng

điện áp của lưới điện phân phối có phụ tải phi tuyến. Bộ bù

D-Statcom được dùng để ổn định biên độ điện áp khi phụ

tải thay đổi, còn bộ lọc sóng hài được dùng để loại bỏ các

sóng hài bậc cao do phụ tải phi tuyến sinh ra nhằm giảm

tổng độ méo dạng sóng hài (THD) của điện áp. Các kết quả

mô phỏng trong miền thời gian và miền tần số cho thấy

hiệu quả của mô hình đưa ra trong việc ổn định biên độ và

khử sóng hài điện áp. Các hệ số THD đạt yêu cầu khi đối

chiếu với các Tiêu chuẩn Việt Nam [3] và tiêu chuẩn quốc

tế IEEE Std 519-2014 [4].

2. Mô hình hóa D-Statcom và bộ lọc sóng hài

2.1. Nguyên lý làm việc của D-Statcom

Hình 1 trình bày cấu trúc cơ bản của D-Statcom, bao

gồm bộ biến đổi nguồn áp ba pha (VSC) dựa vào chuyển

mạch điện tử công suất chuyển nguồn điện áp DC sang AC

kết nối với phía thứ cấp của máy biến áp lên lưới phân phối.

Hình 1. Cấu trúc cơ bản

D-Statcom

Hình 2. Nguyên lý hoạt

động của D-Statcom

Nguyên lý hoạt động của D-Statcom được trình bày

trên Hình 2. Việc điều chỉnh công suất phản kháng được

thực hiện bằng việc điều khiển bộ VSC. VSC sử dụng các

linh kiện điện tử công suất để điều chế thành điện áp xoay

chiều ba pha V2 từ nguồn một chiều Vdc được tích trên các

tụ điện. Điện áp V2 được điều khiển cùng pha với điện áp

lưới V1 nhưng có biên độ lớn hơn hoặc nhỏ hơn sẽ dẫn đến

D-Statcom phát hay thu công suất kháng từ lưới để ổn định

biên độ điện áp.

2.2. Mô hình toán của D-Statcom

Với điện áp tạo ra từ D-Statcom theo 2 thành phần trục

d và trục q được tính theo công thức sau [8-9]:

vqsta = Vdcsta kmsta cos(pcc + ) (1)

vdsta = Vdcstakmsta sin(pcc + ) (2)

với kmsta là hệ số điều chế; sta là góc pha trong điều khiển

D-Statcom; pcc là góc pha tại PCC; Vdcsta là điện áp DC

của D-Statcom; Cm là giá trị tụ điện DC của D-Statcom.

Hình 3. Sơ đồ đơn tuyến D-Statcom nối lưới

Phương trình quan hệ giữa điện áp DC và dòng điện

trong D-Statcom được tính như sau:

(Cm)(dcsta) = b[Idcsta (Vdcsta/Rm)] (3)

với dòng điện một chiều được tính bằng công thức sau:

Idcsta = iqstakmcos(θpcc+ ) + idstakmsin(θpcc+ ) (4)

với iqsta và idsta là hai thành phần trục q và trục d của dòng

điện tại đầu cực ngõ ra của D-Statcom.

kmmax

kmmin

km

vbus

vbus_ref +

0km

+Ks

1+sTs

Hình 4. Sơ đồ khối điều khiển D-Statcom

Sơ đồ khối điều khiển D-Statcom để điều chỉnh điện áp

được trình bày trên Hình 4. Bằng cách thay đổi góc kích

sta cho D-Statcom ta có thể điều khiển điện áp DC

(Hình 4a). Trong khi đó, thay đổi hệ số điều chế kmsta thì

có thể điều khiển được điện áp xoay chiều vsta của

D-Statcom (Hình 4b).

2.3. Độ méo dạng áp và bộ lọc sóng hài

Thông số cơ bản dùng để phân tích sóng hài là tổng độ

méo dạng sóng hài (THD), được tính bằng trị hiệu dụng

của các sóng hài chia cho trị hiệu dụng tần số cơ bản, được

biểu diễn dưới dạng phần trăm như sau:

𝑇𝐻𝐷 =√∑ 𝑀ℎ

2ℎ𝑚𝑎𝑥ℎ>1

𝑀1. 100% (5)

trong đó, Mh là trị hiệu dụng sóng hài bậc h; M1 là trị hiệu

dụng sóng tần số cơ bản.

Vấn đề lớn của sóng hài là làm méo dạng sóng điện áp.

Ta có thể tính toán THD bằng cách phân tích phổ dòng điện

và điện áp để xác định từng thành phần sóng hài. Hình 5

trình bày 4 loại bộ lọc sóng hài được mô phỏng trên môi

trường Matlab/Simulink được dùng để giảm độ méo dạng

điện áp (THD) bằng cách lọc bỏ các sóng hài bậc cao. Hình

5a là bộ lọc tần số thấp đơn được thiết kế để lọc bỏ sóng

hài bậc thấp: bậc 5, bậc 7, bậc 11,… Bộ lọc thông dải có

thể được thiết kế cho bộ lọc tần số thấp kép như Hình 5b.

Bộ lọc tần số cao được sử dụng để lọc một dải rộng các tần

số cao như bậc 21, bậc 23,... như Hình 5c. Hình 5d trình

bày bộ lọc thông cao loại C với nhiều ưu điểm vượt trội so

với bộ lọc thông cao như tránh cộng hưởng song song,

được dùng để lọc sóng hài bậc 3.

(a) Lọc tần số

thấp đơn (b) Lọc tần số

thấp kép

(c) Lọc tần số

cao (d) Lọc tần số

cao loại C

Hình 5. Các loại bộ lọc sóng hài

ista

Rm

Rsta Xsta

Vdcsta Cm

sta stakm ,α

VPCC

a)

b)


3. Mô phỏng bộ lọc sóng hài kết hợp với D-Statcom cải

thiện chất lượng điện áp lưới phân phối

3.1. Hệ thống điện nghiên cứu 1

Hình 6. Sơ đồ đơn tuyến hệ thống điện nghiên cứu 1

Hình 6 trình bày sơ đồ của hệ thống điện nghiên cứu 1 với

điện áp hệ thống là 22 kV, tần số 50 Hz. Các đường dây

B1-B2 dài 21 km, đường dây B2-B3 dài 2 km. Các phụ tải tiêu

thụ bao gồm Tải 4 công suất 3+j0,2 (MVA) nối tại nút B2 và

Tải 1 công suất 0,5+j0,1 (MVA), Tải 2 công suất 1+j0,3

(MVA), Tải 3 công suất 2+j0,5 (MVA) kết nối với nút B3

thông qua máy biến thế (MBT) 22 kV/400 V. Bộ D-Statcom

được lắp tại nút B3 thông qua máy cắt MC3 nhằm mục đích

ổn định biên độ điện áp cho các phụ tải được kết nối đến nút

này.

Hình 7. Sơ đồ mô phỏng hệ thống điện nghiên cứu 1

Hình 7 trình bày mô hình mô phỏng hệ thống điện có

D-Statcom ±3Mvar kết hợp với máy biến áp để nối lên lưới

phân phối 22 kV tại nút B3 nhằm ổn định biên độ điện áp

tại nút này trên Matlab/Simulink.

+ Trường hợp 1: Phụ tải nút B3 thay đổi tăng,

D-Statcom dùng để ổn định điện áp nút tải

(a) Công suất P, Q khi tải tăng

(b) Điện áp khi tải tăng

Hình 8. Các đặc tính P, Q và U tại nút B3 khi tải tăng

Khảo sát khi công suất phụ tải tại nút B3 tăng theo

từng cấp với thời gian mô phỏng 10s: Tải 3 được đóng cố

định, Tải 2 được đóng tại thời điểm 3s và Tải 1 được đóng

tại thời điểm 7s. Kết quả mô phỏng P, Q, U tại B3 được

trình bày trên Hình 8. Trường hợp không có D-Statcom,

điện áp tại nút B3 giảm dần đến mất ổn định khi đóng tải

tại các thời điểm 3s (0,92 pu) và 7s (0,905 pu) (đường số

1). Còn khi có D-Statcom thì điện áp được nâng lên cao

hơn 0,96pu (đường số 2) trong phạm vi ổn định ±10% khi

tải tăng.

+ Trường hợp 2: Có phụ tải phi tuyến tại nút B3, kết

hợp D-Statcom và bộ lọc sóng hài để cải thiện điện áp

Sơ đồ đơn tuyến hệ thống điện nghiên cứu 1 và sơ đồ

mô phỏng trong trường hợp có phụ tải phi tuyến 1MW dạng

chỉnh lưu được nối tại nút B3 được trình bày trên Hình 9

và Hình 10.

Hình 9. Sơ đồ hệ thống điện khi có phụ tải phi tuyến tại B3

Hình 10. Sơ đồ mô phỏng khi có phụ tải phi tuyến nối tại nút B3

Mô hình của bộ lọc sóng hài bậc cao được trình bày trên

Hình 11.

Hình 11. Mô hình bộ lọc sóng hài bậc cao

Mô hình bộ lọc sóng hài bao gồm các bộ lọc thông cao

loại C cho bậc 3 (F1) 700 Kvar, bậc 5 (F2) 1.000 Kvar, bậc

7 (F3) 700 Kvar, bậc 11 (F5) 400 Kvar, bậc 13 (F6)

300 Kvar, bậc 15 (F7) 250 Kvar, bậc 24 (F8) 200 Kvar và

bộ lọc thông cao cho bậc 9 (F4) 400 Kvar.

Kết quả khảo sát điện áp và dòng điện tại các nút B1;

B3 được trình bày trong Hình 12. Trong khoảng thời gian

trước thời điểm 0,3s khi chưa có bộ lọc sóng hài thì phụ tải

phi tuyến là nguồn phát ra sóng hài bậc cao. Trong khoảng

thời gian sau 0,3s, có sự hoạt động của bộ lọc sóng hài kết

hợp với D-Statcom thì biên độ điện áp và dòng điện tại các

nút B1, B3 được ổn định và các sóng hài bậc 3, 5, 7, 11…

(do phụ tải phi tuyến sinh ra) cũng được loại bỏ, góp phần

cải thiện chất lượng điện áp.

2

1


Hình 12. Dạng sóng điện áp và dòng điện tại nút B1 và B3

(a) Khi chưa có bộ lọc sóng hài

(b) Khi có bộ lọc sóng hài

Hình 13. Kết quả phân tích phổ dòng điện tại nút B3

Kết quả phân tích phổ và đo độ méo dạng sóng hài

dòng điện tại nút B3 được trình bày trong Hình 13. Tại

thời điểm 0,25s (khi chưa có bộ lọc sóng hài) có rất

nhiều thành phần hài và THD dòng điện là 7,04%; còn

tại thời điểm 0,5s (sau khi có bộ lọc sóng hài) thì các

thành phần hài được giảm đi rất nhiều và tổng độ méo

dạng chỉ còn 0,41%. Đối chiếu với tiêu chuẩn IEEE Std

519-2014 [4] cho thấy hệ số THD nằm trong giới hạn

cho phép (<5%) và thỏa mãn điều kiện chất lượng sóng

hài dòng điện trên lưới điện phân phối.

a) Khi chưa có bộ lọc sóng hài

(b) Khi có bộ lọc sóng hài

Hình 14. Kết quả phân tích phổ điện áp tại nút B3

Kết quả phân tích phổ và đo độ méo dạng sóng hài điện

áp tại nút B3 được trình bày lần lượt trong Hình 14. Với

kết quả phân tích này, tại thời điểm 0,25s thì THD điện áp

là 7,41% và xuất hiện rất nhiều thành phần hài bậc lẻ, còn

tại thời điểm 0,5s thì các thành phần hài giảm đi rất nhiều

nhờ bộ lọc và tổng độ méo dạng sóng hài điện áp là 0,47%.

So sánh với tiêu chuẩn IEEE Std 519-2014 [4] và TCVN

theo Thông tư 39 [3] (<6,5% đối với lưới trung và hạ áp)

thì khi có bộ lọc, hệ số THD đạt yêu cầu.

3.2. Hệ thống điện nghiên cứu 2: Hệ thống điện phân

phối KCN IV, quận Tân Bình, Thành phố Hồ Chí Minh

Hình 15 là sơ đồ tuyến KCN IV (quận Tân Bình, Thành

phố Hồ Chí Minh), nguồn điện áp từ trạm biến áp Tân Bình

1 – 110 KV/22 KV, 63 MVA, 50 Hz. Đường dây B2-B3

dài 0,12 km, nhánh rẽ B3-B5 dài 0,926 km kết nối Tải 1

công suất 1,7+j0,5 (MVA) qua máy biến áp 22 kV/380 V.

Đường dây B2-B4 dài 1,579 km, tại B4 kết nối D-Statcom

22 kV, ± 3MVAR. Sau B4 có 3 nhánh đường dây: B4-B6

dài 0,686 km kết nối Tải 2 qua máy biến áp 22kV/380V;

B4-B7 dài 0,633 km kết nối Tải 3 qua máy biến áp

22kV/380V, đường dây B4-B8 dài 0,35 km kết nối Tải 4

qua máy biến áp 22kV/380V. Dữ liệu tải được thu thập

thực tế từ kho dữ liệu đo đếm từ xa của Công ty Công nghệ

Thông tin, thuộc Tổng Công ty Điện lực Thành phố Hồ Chí

Minh. Việc lắp đặt D-Statcom tại vị trí nút B4 vì đường dây

22kV nằm ở gần trung tâm tải khu công nghiệp gồm các

nút tải B6 có công suất 0,9+j0,3 (MVA), B7 có công suất

1,3+j0,4 (MVA), B8 có công suất 1,1+j0,3 (MVA). Bộ lọc

sóng hài cũng được nối tại nút B4 để cùng D-Statcom ổn

định điện áp và khử sóng hài tại nút tải tập trung này.

Hinh 15. Sơ đồ đơn tuyến hệ thống điện phân phối khu

công nghiệp IV có kết hợp bộ lọc sóng hài với D-Statcom

a) Biên độ điện áp pha B

b) THD và các thành phần sóng hài bậc cao từ 2 đến 10 của áp pha B

Hình 16. Biên độ điện áp và các thành phần số hài bậc cao,

độ méo dạng tổng của áp pha A


Kết quả ghi nhận biên độ điện áp và độ méo dạng sóng

hài (pha B lớn nhất) tại đầu nguồn thanh cái B2 trên máy

Fluke 435-II từ 17h30 đến 18h30 ngày 04/10/2017 cho kết

quả như trên Hình 16. Điện áp mấp mô do phụ tải thay đổi

khoảng 2% và THD 1,35% vẫn nằm trong giới hạn cho

phép [3, 4].

Xét trường hợp có xuất hiện phụ tải phi tuyến dạng

chỉnh lưu nối vào nút tải B4: Khi chưa có bộ lọc, phụ tải

phi tuyến sinh ra các sóng hài bậc cao làm tăng rất cao độ

méo dạng điện áp mặc dù biên độ được ổn định tốt bằng

D-Statcom. Quan sát kết quả phân tích phổ điện áp cho thấy

có nhiều thành phần sóng hài bậc cao, biên độ lớn làm độ

méo dạng toàn phần (THD) là 621,63% tại thời điểm 0,2s.

Độ méo dạng quá lớn, vượt giá trị cho phép theo tiêu chuẩn

IEEE và TCVN rất nhiều nên cần phải khử sóng hài để cải

thiện chất lượng điện áp cho phụ tải.

(a) Khi chưa có bộ lọc sóng hài

(b) Khi có bộ lọc

Hinh 17. Kết quả phân tích phổ điện áp nút B4

Sau khi lắp đặt bộ lọc thông dải thì các thành phần sóng

hài bậc cao bị loại bỏ, tổng độ méo dạng toàn phần (THD)

bây giờ là 3,31% tại thời điểm 0,2s nằm trong giới hạn quy

định yêu cầu trong vận hành hệ thống điện phân phối cho

phép 6,5% của TCVN. Chất lượng điện áp được đảm bảo

cả về biên độ và độ méo dạng, đáp ứng yêu cầu về chất

lượng điện áp.

4. Kết luận

Bài báo đưa ra mô hình kết hợp việc sử dụng bộ lọc thông

dải kết hợp với bộ bù đồng bộ tĩnh D-Statcom để ổn định biên

độ điện áp và lọc sóng hài bậc cao để cải thiện chất lượng điện

áp của lưới điện phân phối có phụ tải phi tuyến. Mô hình mô

phỏng trên Matlab/Simulink được thực hiện trên hai lưới điện

phân phối 22kV bao gồm hệ thống nghiên cứu 1 và lưới điện

phân phối KCN IV, quận Tân Bình, Thành phố Hồ Chí Minh

trong hai trường hợp có và không có bộ lọc sóng hài. Kết quả

phân tích phổ dòng điện và điện áp tại nút phụ tải cho thấy,

khi có bộ lọc thông dải đã góp phần giảm đáng kể các thành

phần hài bậc cao trong dòng điện và điện áp do phụ tải phi

tuyến sinh ra. Các giá trị THD giảm xuống rất nhiều và nằm

trong phạm vi cho phép theo Tiêu chuẩn Việt Nam [3] và tiêu

chuẩn IEEE Std 519-2014 [4] khi có lắp đặt bộ lọc sóng hài

đề xuất. Điều này cho thấy hiệu quả của việc sử dụng kết hợp

bộ bù D-Statcom với bộ lọc sóng hài vào việc cải thiện chất

lượng điện áp lưới phân phối trong chế độ xác lập khi phụ tải

thay đổi và có phụ tải phi tuyến.


[1] Trần Đình Long, Tra cứu về chất lượng điện năng, Nhà xuất bản

Bách khoa Hà Nội, 2013.

[2] J. Arrillaga, N. R. Watson, Power System Harmonics, Wiley, 2004.

[3] Bộ Công thương, Thông tư số 39/2015/TT-BCT “Quy định hệ thống

điện phân phối”, Bộ Công thương, Hà Nội, ngày 18/11/2015.

[4] IEEE-SA Standards Board, “IEEE Standard 519-2014 Recommend

Practice and requirements for harmonic Control in Electric Power

Systems”, IEEE Power and Energy Society, 2014, pp. 1-17.

[5] Barry W. Kennedy, Power Quality Primer, McGraw Hill, 2005.

[6] Nguyễn Xuân Dũng, Đinh Thành Việt, “Sử dụng đường cong

PV/QV để đánh giá ổn định điện áp lưới điện 220kV khu vực miền

Trung”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, Số 1(62), 2013, trang 35-39.

[7] Nguyen Huu Vinh, Nguyen Hung, Le Kim Hung, “Using a Statcom

to Enhance Stability of a Grid Connected Wind Power System”, The

University of Da Nang, Journal of Science and Technology, Vol. 11

(96), 2015, pp. 215-219.

[8] D. Shen, and P. W. Lehn, “Modeling, analysis and control of a

current source inverter based Statcom”, IEEE Trans. on Power Delivery, Vol. 17. No. l, 2002, pp. 248-253.

[9] A. Jain, K. Joshi, A. Behal, and N. Mohan, “Voltage regulation with

Statcoms: Modeling, control and results”, IEEE Trans. Power

Delivery, Vol. 21, No. 2, 2006, pp. 726-735.

[10] N. Goel, R.N. Patel, S.T Chacko, “Genetically Tuned Statcom for

Voltage Control and Reactive Power Compensation”, International Journal of Computer Theory and Engineering, Vol. 2, No. 3, June

2010, pp. 345-351.

[11] A.R.Gupta, A. Kumar, “Impact of DG and D-Statcom placement on

improving the reactive loading capability of mesh distribution

system”, Procedia Technology, Vol. 25, 2016, pp. 676-683.

[12] A. Kanchana, M. A. Kumar, R. Goud, “A comparative Study of

Control Algorithms for D-Statcom for Power Quality Enhencement”, International Journal of Emerging Trend in

Engineering and Development, Vol. 4, Issue 2, May 2012, pp. 380-

388.

[13] A.R.Gupta, A. Kumar, “Energy saving using D-Statcom placement

in radial distribution system under reconfigured network”, Procedia Technology, Vol. 90, 2016, pp. 124-136.

[14] K. V. Patil, J. Senthil, J. Jiang, and R. M. Mathur, “Application of

Statcom for damping torsinal oscillations in series compensated AC

system”, IEEE Trans. Energy Conversion, Vol. 13, No. 3, 1998, pp.

237-243.

[15] H. Chong, A. Q. Huang, M. E. Baran, S. Bhattacharya, W.

Litzenberger, L. Anderson, A. L. Johnson, and A. A. Edris, “Statcom impact study on the integration of a large wind farm into a weak loop

power system”, IEEE Trans. Energy Conversion, Vol. 23, No. 1,

2008, pp. 226-233.



ĐIỀU KIỆN ĐỦ CHO TÍNH BỊ CHẶN CỦA NGHIỆM CỦA

HỆ PHƯƠNG TRÌNH VI PHÂN PHI TUYẾN CẤP MỘT

SOME NEW SUFFICIENT CONDITIONS FOR ULTIMATE BOUNDEDNESS

OF NONLINEAR DIFFERENTIAL SYSTEMS

Lê Trung Hiếu, Trần Ngọc Hiệp

Trường Đại học Đồng Tháp; [email protected], [email protected]

Tóm tắt - Gần đây, bài toán về tính bị chặn và ổn định của nghiệm của các hệ phương trình vi phân thu hút được nhiều sự quan tâm nghiên cứu. Tuy nhiên, kết quả đạt được cho các hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ thuộc thời gian còn hạn chế. Trong bài báo này, nhóm tác giả phát triển một số kỹ thuật tiếp cận đã có để áp dụng nghiên cứu bài toán bị chặn và ổn định mũ của nghiệm của hệ phương trình vi phân cấp một phụ thuộc thời gian phi tuyến tổng quát. Từ đó, nhóm tác giả đưa ra một số điều kiện đủ mới và tường minh cho tính bị chặn mũ tới hạn toàn cục của nghiệm của một số lớp hệ phương trình vi phân cấp một phụ thuộc thời gian. Kết quả đạt được là mở rộng và cải thiện một số kết quả đã có. Nhóm tác giả đưa ra hai ví dụ nhằm minh họa cho tính hiệu quả của kết quả đạt được.

Abstract - Recently, problems of boundedness and stability of differential systems have attracted much attention from many researchers. However, the obtained results of nonlinear time-varying differential systems are limitative. In this paper, by improving some existing approaches, we investigate problem of boundedness and exponential stability of solutions to general first-order nonlinear time-varying differential systems. Then, we present some new explicit sufficient conditions for global ultimate boundedness of solutions to some class of first-order time-varying differential systems. The obtained results generalize and improve some existing results in the literature. Finally, we also give two examples for illustrating the effectiveness of our obtained results.

Từ khóa - hệ phương trình vi phân; tính bị chặn của nghiệm; bị chặn mũ tới hạn toàn cục; ổn định mũ địa phương; ổn định mũ toàn cục.

Key words - differential systems; boundedness of solutions; global ultimate boundedness; local exponential stability; global exponential stability.


1.1. Giới thiệu

Lý thuyết định tính của các hệ động lực nói chung và

của các phương trình vi phân nói riêng được nhiều tác giả

quan tâm nghiên cứu và đạt được nhiều thành tựu nổi bật.

Trong đó, tính ổn định và tính bị chặn của nghiệm là một

trong những tính chất định tính thu hút được nhiều sự quan

tâm khai thác trong những thập niên gần đây (xem [2]-[9]

và một số tài liệu tham khảo trong đó). Năm 2014, với một

cách tiếp cận khác, Ngoc [5] đã đưa ra một số điều kiện đủ

tường minh cho tính ổn định mũ địa phương của hệ phương

trình vi phân cấp một phi tuyến phụ thuộc thời gian và đã

giải quyết một trường hợp của Phỏng đoán Aizerman nổi

tiếng về tính ổn định của hệ phương trình phi tuyến có chứa

tham số. Năm 2015, Xu và Ge [8] đã nghiên cứu đưa ra

một số điều kiện đủ cho tính bị chặn mũ tới hạn toàn cục,

một định nghĩa mở rộng của ổn định mũ, của hệ phương

trình sai phân ngẫu nhiên phi tuyến có chậm. Các kết quả

này được khai thác mở rộng từ bài báo của Ngọc và Hiếu

[4] từ hệ phương trình sai phân có chậm không có yếu tố

ngẫu nhiên sang hệ có yếu tố ngẫu nhiên.

Tiếp tục hướng khai thác của các tác giả trong [5] và

[8], nhóm tác giả phát triển kỹ thuật tiếp cận trong đó để

mở rộng một số kết quả của bài báo [5]. Từ đó, nhóm tác

giả nghiên cứu và đưa ra một số điều kiện đủ mới cho tính

bị chặn của nghiệm của hệ phương trình vi phân phi tuyến

phụ thuộc thời gian. Kết quả đạt được là mở rộng tổng quát

của một số kết quả trong [5].

1.2. Quy ước

Gọi , và lần lượt là tập hợp các số tự nhiên,

trường số thực và trường số phức. Giả sử hoặc

. Cho m , 1m , ta kí hiệu : 1,2,..., .m m

Cho các số nguyên dương l và q , kí hiệu l là không

gian véc-tơ thực hoặc phức và l q

là tập hợp tất cả các

ma trận cỡ l q với các số hạng trong . Đối với hai ma

trận thực cỡ l q là ijA a và ijB b , bất đẳng thức

A B có nghĩa là ij ija b với mọi , .i l j q Đặc biệt,

nếu ij ija b với mọi , i l j q khi đó ta viết .A B Ma

trận ij l qA a được gọi là ma trận không âm nếu

0ija với mọi , i l j q . Cách hiểu tương tự đối với

véc-tơ không âm. Kí hiệu l q

là tập hợp tất cả các ma trận

thực không âm cỡ .l q Cho m là số nguyên dương, ta kí

hiệu m , m m và Im lần lượt là véc-tơ không trong ,mma

trận không và ma trận đơn vị trong m m

. Với

1 2( , ,..., )T n

nx x x x và l q

ijP p ta định nghĩa

giá trị mô-đun của véc-tơ và ma trận như sau

1 2, ,...,T n

nx x x x và .l q

ijP p

Trên n, ta xét các chuẩn véc-tơ sau

1/

1

pn

p

ipi

x x

với 1 p và

1max .i

i nx x

Mọi chuẩn trên nlà đơn điệu ([4]), tức là nếu có

, , | | | |nx y x y kéo theo x y . Cho ma trận

l qM , chuẩn của toán tử tuyến tính : , q lM

x Mx xác định bởi

126 Lê Trung Hiếu, Trần Ngọc Hiệp

1

: sup sup ,nx x

MxM Mx

x

được gọi là chuẩn toán tử (operator norm) của ma trận

M (sau này ta gọi tắt là chuẩn ma trận của ).M Cụ thể,

nếu n được trang bị bởi chuẩn véc-tơ

1 hoặc

và

n n

ijA a thì chuẩn ma trận cảm sinh bởi chuẩn vec-

tơ tương ứng là:

1 11

max ;n

ijj n

i

A a

1

1

maxn

iji n

j

A a

.

Trong bài báo này, nếu không phát biểu gì thêm, chuẩn

vec-tơ trên n là đơn điệu và chuẩn ma trận của

l qA

được hiểu là chuẩn toán tử liên kết với các chuẩn vec-tơ

đơn điệu trên lvà .q

Với bất kì ,n nM hoành độ phổ (spectral abscissa)

của M kí hiệu bởi max Re :M M ,

trong đó : : det 0nM z zI M là phổ của

ma trận ,M là tập hợp tất cả các giá trị riêng của ma trận

.M Ma trận n nA được gọi là ma trận Metzler nếu các

phần tử ngoài đường chéo chính của A đều không âm.

Giả sử ( , ) : n nh là hàm khả vi liên tục theo

biến thứ hai trên n

, với mỗi t , ma trận Jacobi của ( ,·)h t

tại 1 2, ,.. ),( . n

T nx xx x là ma trận được xác định bởi:

, : , .n ni

j

fJ t x t x

x

Hai bổ đề sau đây được sử dụng trong chứng minh các

kết quả chính của bài báo.

Bổ đề 1.1 ([3, Lemma 1]). Cho n nM là ma trận

Metzler. Khi đó, M là một giá trị riêng của M và tồn

tại một véc-tơ không âm , nx ,nx sao cho

.Mx M x

Bổ đề 1.2. ([5, Theorem 1.2]). Cho n nM là ma trận

Metzler. Khi đó, những mệnh đề sau đây là tương đương:

(i) ( ) 0;M

(ii) Tồn tại ,nnvv sao cho nMv ;

(iii) M khả nghịch và 1 ;n nM

(iv) Cho ,nnvv . Khi đó, tồn tại nx sao

cho ;nM x v

(v) Cho bất kì \ ,n

nx véc-tơ hàng Tx M có ít

nhất một phần tử âm.

2. Điều kiện đủ mới cho tính bị chặn của nghiệm của hệ

phương trình vi phân cấp một

Xét hệ phương trình vi phân phi tuyến có dạng sau

0, , 0,x t f t x t t t (1)

trong đó, : n nf là hàm cho trước. Trong suốt

bài báo này nhóm tác giả giả thiết rằng (·,·)f là hàm liên

tục trên n

và thỏa mãn điều kiện Lipschitz địa

phương theo biến thứ hai, đều theo t trên mỗi tập

compact của . Khi đó, với 0 0t và 0

nx cố định

cho trước, hệ phương trình vi phân (1) tồn tại duy nhất

nghiệm địa phương thoả mãn điều kiện đầu

0 0.x t x (2)

Ta ký hiệu nghiệm này bởi 0 0, ,x t x .

Nghiệm 0 0, ,x t x là khả vi liên tục trên 0 ,t với

0t nào đó và thoả mãn (1)-(2) với mọi 0 ,t t . Hơn

nữa, nếu 0 ,t là khoảng lớn nhất để tồn tại 0 0, ,x t x

thì nghiệm 0 0, ,x t x được gọi là không thể kéo dài

(noncontinuable). Theo bổ đề Zorn tồn tại nghiệm không

thể kéo dài và khoảng lớn nhất để tồn tại 0 0, ,x t x là

khoảng mở ([5]). Nhận xét này được sử dụng trong chứng

minh về sự kéo dài nghiệm.

Định nghĩa 2.1 ([5, Definition 2.1]). Hệ phương trình vi

phân (1) được gọi là ổn định mũ (exponentially stable, viết

tắt là ES) nếu tồn tại các hằng số , 0, 0K r sao cho

với mỗi 0 rx B , nghiệm 0 0, ,x t t x của (1)-(2) thoả mãn

0

0 0, , ,t t

x t t x Ke

0 .t t

trong đó, :n

rB x x r .

Hệ phương trình vi phân (1) được gọi là ổn định mũ

toàn cục (globally exponentially stable, viết tắt là GES) nếu

tồn tại các hằng số , 0,K sao cho với mỗi 0

nx ,

nghiệm 0 0, ,x t t x của (1)-(2) thoả mãn

0

0 0 0, , ,t t

x t t x Ke x

0 .t t

Định nghĩa 2.2 ([8, Deffinition 4.1]). Hệ phương trình

vi phân (1) được gọi là bị chặn mũ tới hạn toàn cục

(globally exponentially ultimately bounded, viết tắt là

GEUB) nếu tồn tại các hằng số , 0, 0K sao cho với

mỗi 0

nx , nghiệm 0 0, ,x t t x của (1)-(2) thoả mãn

0

0 0 0, , ,t t

x t t x Ke x

0 .t t

Số được gọi là biên trên tới hạn (ultimate upper

bound) của hệ phương trình (1).

Chú ý rằng, ổn định mũ (ES) được nêu trong Định nghĩa

2.1 được hiểu là ổn định mũ địa phương, tức là bất đẳng

thức 0

0 0, , ,t t

x t t x Ke

0 ,t t chỉ đúng khi 0x

thuộc một hình cầu rB nào đó. Từ các định nghĩa nêu trên,

ta thấy rằng, GES ES và GES GEUB. Định lý sau

đây cho ta một số điều kiện mới cho tính GEUB của hệ

phương trình vi phân (1).

Định lý 2.3. Giả sử với mỗi , ,t f t là hàm khả

vi liên tục trên n

và ( , )nf t bị chặn trên , tức là tồn


tại 0l sao cho ( , ) ,nf t l t . Giả sử tồn tại ma

trận : n n

i jA a sao cho với bất kì 0t và bất kì

,nx ta có

, , , , , , , .i i

ii i j

i j

f ft x a i n t x a i j i j n

x x

(3)

Khi đó, nếu A là ma trận Metzler thỏa mãn một trong các

điều kiện (i)-(v) của Bổ đề 1.2 thì hệ phương trình vi phân

(1) là GEUB.

Trường hợp đặc biệt, khi 0l thì hệ phương trình vi

phân (1) là GES.

Chứng minh: Vì các điều kiện (i)-(v) trong Bổ đề 1.2 là

tương đương nên từ giả thiết đã cho, không làm mất tính

tổng quát, ta giả sử ma trận Metzler A có ( ) 0A .

Giả sử 0

nx và 0 0: ; , ,x t x t t x 0 ,t t , là

một nghiệm không thể kéo dài của (1) và (2). Ta cần chứng

minh rằng tồn tại , 0, 0M sao cho với bất kì

0 0,t ta có

0

0 0 0, , ,t t

x t t x Ke x

0 ,t t , (4)

trong đó K độc lập với 0, t t và 0x . Vì A là ma trận

Metzler có hoành độ phổ âm nên theo Bổ đề 1.2 (ii), tồn tại

1 2: , ,..., ,T n

nv với 0, i i n , sao cho

.nAv (5)

Hơn nữa, từ (5) suy ra tồn tại 0 đủ nhỏ sao cho

1 2, ,..., .T

n nAv v (6)

Ta thấy rằng

0 0 0

1

1

1.

... min

1

ii n

vx x x

Đặt

0

0

1 1

,min min

t t

i ii n i n

v vu t x e M

với 0t t và

0

1

sup ,0

max .i

t t

i n

f t

M

(7)

Kí hiệu: 0 0: , ,x t x t t x , khi đó từ trên ta có

0 0 0 0

1

.min i

i n

vx t x u t x

Ta cần chứng minh 0, , .x t u t t t

Dùng phương pháp phản chứng, giả sử ngược lại rằng

tồn tại * 0t t sao cho * * .x t u t Đặt

1 * 0 * *: inf , : .t t t x t u t Khi đó, vì tính liên

tục của hàm , u t x t nên 1 0t t và tồn tại chỉ số oi n

sao cho

0 0

0 0

0 1

1 1

1 1

, , ;

;

, , ,

i i

i i

x t u t t t t

x t u t

x t u t t t t

(8)

với 0 đủ nhỏ nào đó.

Theo định lý giá trị trung bình [1], ta có với mỗi t

và mỗi ,i n ta có:

, , , ,i i i n i nx t f t x t f t x t f t f t

1

1 0

, s , .n

i

j i n

j j

ft sx t d x t f t

x

Do đó:

sgni i

dx t x t x t

dt

1

1 0

sgnn

i

i j

j j

fx t sx t ds x t

x

sgn ,i i nx t f t

1

0

i

i

i

fsx t ds x t

x

1

1, 0

sgn , ,n

i

i j i n

j j i j

fx t sx t ds x t f t

x

hầu khắp nơi theo t trên 0 ,t .

Từ (3) suy ra:

1,

, ,n

i ii i i j j i n

j j i

dx t a x t a x t f t

dt

hầu khắp nơi theo t trên 0 ,t .

Ký hiệu iD x t là đạo hàm Dini trên - phải của

ix t tại 0 ,t t , ta có

0

0

: limsup

1 limsup s.

s

i i

ih

t h

ih t

x t h x tD x t

h

dx s d

h d

Theo hệ quả của định lý về giá trị trung bình của tích

phân, tồn tại ,c t t h sao cho:

s = .s s

t h

i i

t

d dx s d x c h

d d

Khi đó:

0

limsups

i i ih

d dD x t x c x t

d dt


1

, .n

ii i i j j i n

jj i

a x t a x t f t

Từ (8), ta có:

0 0 0 0 0 0

0

8

1 1 1 1

1

,n

i i i i i j j i n

jj i

D x t a u t a u t f t

0 01 0

0 0 0 0

1 0

0

0

0

0

1 1

0

11

1

11

min min

min

,mino

o

i it t

i i i i

i ii n i n

njt t

i j

j ii nj i

nj

i j i n

j ii nj i

a x e a M

a x e

a M f t

1 0

0

0 0

0

11

1

11

min

, .min

njt t

i j

j ii n

nj

i j i n

j ii n

x e a

a M f t

Mặt khác, ta có:

0 0

0

0 0

1

11

1

11 1

,min

,min min

nj

i j i n

j ii n

nij

i j i n

j i ii n i n

M a f t

M a f t

0 0

6 ,(7)

1 1

0.min min

i i

i ii n i n

M M

Do đó:

1 0

0 01 0

11min

njt t

i i j

j ii n

D x t x e a

01 0

0

6

0 1

1

.min

it t

i

ii n

x e D u t

Điều này mâu thuẫn với (8). Do đó,

0

0 0 0

1 1

, , .min min

t t

i ii n i n

v vx t t x u t x e M

Vì tính đơn điệu của chuẩn véc-tơ nên ta có:

0

0 0 0

1 1

, , , min min

t t

i ii n i n

v vx t t x u t x e M

0 , .t t

Đặt:

1 1

, .min mini i

i n i n

v vK M

Khi đó, ta có

0

0 0 0 0, , , , .t t

x t t x u t K x e t t

Cuối cùng, ta cần chứng tỏ rằng và khi đó (1) là

GEUB. Chứng minh là hoàn toàn tương tự trong [5].

Cụ thể, để chỉ ra mâu thuẫn, ta giả sử ngược lại rằng

. Khi đó, vì (4) nên nghiệm 0 0, ,x t t x là bị chặn trên

0 , .t Hơn nữa, điều đó cùng với (1) suy ra x là bị

chặn trên 0 ,t . Do đó, x là liên tục đều trên 0 , .t

Vì thế, limt

x t

tồn tại và x có thể mở rộng tới hàm

liên tục trên 0 ,t . Khi đó, có thể tìm một nghiệm của (1)

qua , x về bên phải của . Điều này mâu thuẫn với

giả thiết không kéo dài của nghiệm x . Do đó, phải

bằng .

Trường hợp đặc biệt, khi 0( , ) ,n nf t t t , ta có:

0

1

1 1

sup ,0

max 0.min min

it t

i ni i

i n i n

f tv v

M

khi đó hệ phương trình vi phân (1) là GES. Định lý được

chứng minh hoàn toàn.

Nhận xét 2.4. (i) Ý tưởng của Định lý 2.3 là chặn trên

ma trận Jacobi của ( ,·)f t bởi một ma trận Metzler có

hoành độ phổ âm. Mà ta biết rằng, hệ phương trình vi phân

tuyến tính dừng đơn giản ( ) ( )x t Ax t là GES khi và chỉ

khi A là ma trận Metzler có ( ) 0A .

(ii) Định lý 2.3 là một mở rộng thật sự của [5, Theorem

2.2]. Bởi vì trong trường hợp đặc biệt, khi

0( , ) ,n nf t t t , thì hệ phương trình vi phân (1) là

GES, do đó kéo theo (1) là ES. Ngoài ra, trong [5, Theorem

2.2], với giả thiết 0( , ) ,n nf t t t , tác giả kết luận hệ

phương trình vi phân (1) chỉ là ES, yếu hơn kết quả đạt

được của nhóm tác giả là GES.

Tiếp theo, xét hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ

thuộc thời gian

( ),x t f x t g t 0 0,t t (9)

trong đó, : n nf là hàm cho trước, liên tục và thỏa

mãn điều kiện Lipschitz địa phương trên n

;

: ng là hàm cho trước. Ta có hệ quả sau đây về

tính GEUB của (9), tính chất này được suy ra trực tiếp từ

Định lý 2.3.

Hệ quả 2.5. Giả sử f là hàm khả vi liên tục và (·)g là

hàm bị chặn. Khi đó, hệ phương trình (9) là GEUB nếu tồn

tại ma trận n n

ijA a là ma trận Metzler với

( ) 0A sao cho với mọi ,nx

, ;i

ii

i

fx a i n

x

, , , .i

ij

j

fx a i j i j n

x


Nhận xét 2.6. Hệ quả 2.5 là một mở rộng của

[5, Corollary 2.3]. Cụ thể, Hệ quả 2.5 cho ta điều kiện đủ

cho tính GEUB của hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ

thuộc thời gian (9), trong khi [5, Corollary 2.3] chỉ cho điều

kiện đủ cho tính ES của hệ phương trình vi phân dừng.

Ngoài ra, áp dụng kết quả của phép chứng minh Định lý

2.3, khi (·) ng và ( )n nf , ta có 0 (tức là tính

GEUB trùng về GES), hệ phương trình (9) là GES, một

tính chất mạnh hơn tính ES được phát biểu trong

[5, Corollary 2.3].

Tiếp theo, xét hệ phương trình vi phân tuyến tính không

thuần nhất có dạng sau đây:

( ),x t A t x t g t 0 0,t t (10)

trong đó, : n nA

và : ng là các hàm

cho trước. Ta có hệ quả sau đây về tính GEUB của (10),

tính chất này được suy ra trực tiếp từ Định lý 2.3.

Hệ quả 2.7. Cho : , 0n n

iiA t a t t và (·)g

là hàm bị chặn. Giả sử tồn tại ma trận n n

ijA a là

ma trận Metler với ( ) 0A sao cho với bất kì 0,t

, ;ii iia t a i n

,ij ija t a0, , , .i j n i j t t

Khi đó, (10) là GEUB.

Nhận xét 2.8: Ta thấy Hệ quả 2.7 là một mở rộng của

[5, Corollary 2.4]. Đặc biệt, khi (·) ng , hệ phương trình

vi phân tuyến tính không thuần nhất (10) trở thành hệ

phương trình vi phân tuyến tính thuần nhất và là GES.

Ví dụ 2.9: Xét phương trình vi phân phi tuyến cấp một

phụ thuộc thời gian

2

02

2 3( ) 2 sin 3sin , 0,

3 1

tx t x t x t at t t

t

(11)

trong đó a là tham số thực.

Ta thấy phương trình vi phân (11) có dạng (1) với

2

2

2 3, 2 sin 3sin ,

3 1

tf t x x x at

t

với 0 0, .t t x

Hơn nữa, ,f t x liên tục trên và thỏa mãn điều

kiện Lipschitz theo biến thứ hai trên . Do đó, (11) tồn tại

duy nhất nghiệm với mỗi điều kiện đầu 0 0( )x t x .

Tiếp theo, kiểm tra các điều kiện của Định lý 2.3, ta có:

• ( ,0)f t bị chặn vì

20 | ( ,0) | | 3sin( ) | 3,f t at t ;

• Với mỗi 0t t , ,f t khả vi liên tục trên và

2 2

2 3 2 3, 2 cos 1, ,

3 1 3 1

f t tt x x t x

x t t

.

Ta có thể xem 1A “ma trận” Metzler trên , có

bán kính phổ ( ) 1 0A . Vậy theo Định lý 2.3, ta có

(11) là GEUB.

Ngoài ra, tồn tại 2 0v sao cho 2 0Av và tồn

tại 1

02

sao cho 0.Av v Khi đó,

1

sup ,0

max 6i

t

i

f t

M

và

1

| | 21.

min 2ii

vK

Vậy (11) là GEUB với biên trên tới hạn là

1

| |6 1 6.

min ii

vM

Trường hợp đặc biệt, khi 0a , ta có

( ,0) 0, .f t t Khi đó, 0 và do đó (11) là GES và

hiển nhiên kéo theo ES.

Ví dụ 2.10: Xét hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ

thuộc thời gian trong 2

được xác định bởi

41

1 1 222

1

4

2 1 24

2 2 ( )6 cos

3 2 ( ) 1

4cos 3 2 ,

1

t t

t

x tx t e x t x t e

x t

tx t x t x t

t

(12)

với 0 0.t t

Hệ phương trình vi phân (12) có dạng (1) với 2 2:f được xác định bởi

41

1 222

1

4

1 24

2 26 cos

3 2 1, , ,

4cos 3 2

1

t t

t

xe x x e

xt x f t x

tx x

t

với 20 1 2, , .

Tt t x x x

Ta có f liên tục trên 2

và ,f t x thỏa mãn điều

kiện Lipschitz theo biến thứ hai trên 2

. Khi đó, (12) tồn

tại duy nhất nghiệm với mỗi điều kiện đầu 0 0( )x t x .

Kiểm tra các điều kiện của Định lý 2.3, ta có:

• 2( , ) ( , 1)tf t e bị chặn với mọi 0 0t t ;

• Với mỗi 0 ,t t ta có ( ,·)f t khả vi liên tục trên 2

và ma trận Jacobi của ,f t là

42

1 1

2 22 22 2

1 1

22

1

4 4

2 2 4 2 2 26 cos sin

3 2 1 3 2 1, ,

44sin 3 2

1 1

t

t

x xe x x

x xJ t x

t xt

t t

với 2

1 2, .T

x x x


Ta thấy

15

: 3

2 3

A

là ma trận Metzler thoả mãn

(3) với mọi 2

0 1 20, ( , )Tt t x x x . Ngoài ra, ta có

12 15

03

A

. Tồn tại 2

1

2v

sao cho

2

13

3

4

Av

. Tồn tại 1 0 sao cho .Av v

Trên 2

nếu ta trang bị chuẩn Euclid thì với các tính

toán cụ thể ta có

2

e,

1

t

f t

,

0

2

1 2

sup ,

max 1i

t t

i

f t

M

và

2

1 2

5.min i

i

vK

Khi đó, theo Định lý 2.3, hệ phương trình vi phân (12)

là GEUB với biên trên tới hạn là 5.

3. Kết luận

Nhóm tác giả cải tiến kỹ thuật tiếp cận đã có trong [5]

và [8] để áp dụng nghiên cứu bài toán bị chặn và ổn định

của nghiệm của hệ phương trình vi phân phi tuyến phụ

thuộc thời gian. Qua đó, nhóm tác giả đã đưa ra một số điều

kiện đủ mới cho tính GEUB của hệ phương trình vi phân

cấp một tuyến tính và phi tuyến phụ thuộc thời gian. Các

kết quả này là mở rộng tổng quát của một số kết quả đã có

trong [5]. Ngoài ra, ngay cả trong trường hợp đặc biệt của

nhóm tác giả, nhóm tác giả chỉ ra được kết quả trong [5,

Theorem 2.2] và [5, Corollary 2.3] đúng cho cả tính GES,

tức là mạnh hơn cả tính ES.

Ghi chú. Bài báo được hỗ trợ bởi đề tài nghiên cứu khoa

học sinh viên mã số SPD2017.02.40.


[1] Dieudonne, J., Foundations of Modern Analysis, Academic Press: New York, 1988.

[2] Hale, J. K. and Lunel, S. M. V., Introduction to functional

differential equations, Vol. 99, Springer Science & Business Media,

2013.

[3] Hinrichsen, D. and Son, N. K., “ -analysis and robust stability of

positive linear systems”, International Journal of Applied

Mathematics and Computer Science, 8, 1998, pp. 253-268.

[4] Ngoc, P. H. A. and Hieu, L. T., “New criteria for exponential

stability of nonlinear difference systems with time-varying delay”,

International Journal of Control, 86(9), 2013, pp. 1646-1651.

[5] Ngoc, P. H. A., “New criteria for exponential stability of nonlinear

time-varying differential systems”, International Journal of Robust

and Nonlinear Control, 24(2), 2014, pp. 264-275.

[6] Peuteman, J., Aeyels, D., and Sepulchre, R., “Boundedness

properties for time-varying nonlinear systems”, SIAM Journal on Control and Optimization, 39(5), 2000, pp. 1408-1422.

[7] Son, N. K. and Hinrichsen, D., “Robust stability of positive

continuous time systems”, Numerical Functional Analysis and

Optimization, 17(5-6), 1996, pp. 649-659.

[8] Xu, L. and Ge, S. S., “Exponential ultimate boundedness of

nonlinear stochastic difference systems with time-varying delays”,

International Journal of Control, 88(5), 2015, pp. 983-989.

[9] Xu, L. and Ge, S. S., “The pth moment exponential ultimate

boundedness of impulsive stochastic differential systems”, Applied Mathematics Letters, 42, 2015, pp. 22-29.



MAISYS - HỆ THỐNG THUYẾT MINH TỰ ĐỘNG ĐA NGỮ CHO

BẢO TÀNG ĐÀ NẴNG

MAISYS - MULTILINGUAL AUTOMATED INTERPRETATION SYSTEM FOR

THE MUSEUM OF DANANG

Trần Anh Kiệt1, Trần Văn Chuẩn2, Trương Thế Liên2, Nguyễn Tiến Sỹ3, Đặng Thị Dung4 1Đại học Đà Nẵng; [email protected]

2Bảo tàng Đà Nẵng; [email protected]; [email protected] 3Nhà Xuất bản Thông tin Truyền thông - Chi nhánh Đà Nẵng; [email protected]

4Trường Đại học Xây dựng Miền Tây; [email protected]

Tóm tắt - Trong bài báo này nhóm tác giả trình bày kết quả nghiên cứu và xây dựng hệ thống thuyết minh tự động cho Bảo tàng Đà Nẵng. Để xây dựng hệ thống này, nhóm tác giả đề xuất sử dụng mã QR Code để định danh cho từng hiện vật. Mỗi hiện vật sẽ có các thông tin giới thiệu tương ứng dưới dạng văn bản, audio và video bằng 3 ngôn ngữ Việt, Anh và Pháp. Khách du lịch sẽ sử dụng thiết bị di động để chụp ảnh QR Code và xem hoặc nghe thuyết minh liên quan đến hiện vật. Hệ thống bao gồm dữ liệu thuyết minh cho 9 phòng chuyên đề và 600 hiện vật; các gói phần mềm trên máy chủ và trên thiết bị di động. Đóng góp chính của nghiên cứu là đề xuất và thử nghiệm triển khai ứng dụng công nghệ thông tin vào thực tế dựa trên các công nghệ mới. Trên cơ sở nghiên cứu này, chúng ta có thể mở rộng sang các ứng dụng khác trong thực tế.

Abstract - In this paper, we present the results of the study and the implementation of a multilingual automated interpretation system for Danang Museum. To build this system, we propose using QR Code for an artifact identifier. Each artifact will have corresponding information in the forms of text, audio and video in Vietnamese, English and French. Visitors will use the mobile device to capture QR Codes to view or listen to related information. The system includes explanatory data for 9 thematic rooms, 600 artifacts and the software packages on the server and on the mobile device. The main contribution of the research is to propose and test the application of information technology in practice based on new technologies (QR Code and Mobile). Based on this research, we can use new technologies for other applications in practice.

Từ khóa - thuyết minh tự động; bảo tàng; hệ thống; đa ngữ; Đà Nẵng

Key words - automated interpretation; museum; system; multilingual; Danang


Trong 6 tháng đầu năm 2017, tổng lượt khách tham

quan, du lịch đến Đà Nẵng ước đạt 3.229.476 lượt, tăng

33,2% so với cùng kỳ 2016, đạt 51,3% kế hoạch năm 2017;

trong đó khách quốc tế ước đạt 1.222.398 lượt, tăng 72%

so với cùng kỳ 2016, khách nội địa ước đạt 2.007.079 lượt,

tăng 17,1% so với cùng kỳ 2016. Tổng thu du lịch ước đạt

2.007.079 lượt, tăng 17,1% so với cùng kỳ năm 2016, đạt

51,3% kế hoạch năm 2017 [2].

Bên cạnh những địa danh du lịch đã trở nên nổi tiếng ở

Đà Nẵng như: Bà Nà, Chùa Linh Ứng, Ngũ Hành Sơn, ...

một trong những điểm đến yêu thích của du khách trong

nước và quốc tế là các bảo tàng ở Đà Nẵng. Do lượng du

khách đến tham quan các bảo tàng ngày càng lớn nên việc

đa dạng hoá các loại hình dịch vụ, cải tiến cách thức phục

vụ nhằm làm hài lòng du khách là một thách thức lớn đặt

ra với các bảo tàng.

Ở các nước tiên tiến, việc nghiên cứu ứng dụng công

nghệ thông tin (CNTT) trong lĩnh vực bảo tàng đã phát

triển từ rất sớm và đã mang lại nhiều kết quả cụ thể, tạo ra

sự thay đổi lớn trong công tác bảo tàng. Tuy nhiên, việc

triển khai ứng dụng tin học trong hệ thống bảo tàng của

Việt Nam còn chậm so với các nước trong khu vực và trên

thế giới. Không những thế, việc triển khai ứng dụng tin học

giữa các bảo tàng trung ương và các bảo tàng địa phương

cũng có sự chênh lệch đáng kể. Trong khi nhiều bảo tàng

quốc gia và một số bảo tàng chuyên ngành đã bước đầu

triển khai xây dựng trung tâm máy tính và hình thành kho

dữ liệu số, thì tại hầu hết các bảo tàng và ban quản lý di

tích thuộc các tỉnh, thành phố hiện chỉ được trang bị một

số máy tính đơn lẻ, với cấu hình rất khác nhau, sử dụng

kém hiệu quả [3].

Tuy nhiên, công tác hướng dẫn thuyết minh tại bảo tàng

còn gặp nhiều khó khăn do số lượng cán bộ chuyên trách

về lĩnh vực này còn hạn chế. Đặc biệt, đối tượng tham quan

bảo tàng rất đa dạng, đến từ nhiều quốc gia khác nhau trên

thế giới và sử dụng nhiều ngôn ngữ khác nhau, nên việc

cung cấp thông tin cho khách tham quan gặp không ít khó

khăn. Hơn nữa, khi tổ chức các sự kiện quan trọng hoặc

vào các dịp lễ thì số lượng khách tham quan tăng đột biến,

nên bảo tàng không đủ cán bộ để thực hiện nhiệm vụ hướng

dẫn, thuyết minh cho khách tham quan.

Chính vì vậy, nhu cầu ứng dụng các thành tựu khoa học,

đặc biệt là ứng dụng CNTT để hỗ trợ cho công tác quản lý,

hướng dẫn, thuyết minh tại bảo tàng là rất cấp thiết. Việc

ứng dụng CNTT sẽ góp phần giảm áp lực đối với công tác

hướng dẫn thuyết minh, cung cấp thông tin đến khách tham

quan hiệu quả hơn. Mặt khác, việc áp dụng công nghệ hiện

đại vào công tác bảo tàng là một xu hướng tất yếu trên thế

giới và góp phần nâng cao hình ảnh của Bảo tàng Đà Nẵng.

Trong bài báo này, nhóm tác giả trình bày kết quả

nghiên cứu để phát triển và triển khai ứng dụng hệ thống

phục vụ thuyết minh tự động tại Bảo tàng Đà Nẵng gồm 3

ngôn ngữ: Việt, Anh và Pháp. Nội dung bài báo được tổ

chức thành 5 phần: Phần đặt vấn đề nêu lý do thực hiện

nghiên cứu; Phần 2 giới thiệu một số thông tin cơ bản liên

quan đến Bảo tàng Đà Nẵng; Phần 3 trình bày về phân tích

và thiết kế hệ thống; Phần 4 trình bày kết quả xây dựng ứng

dụng và thử nghiệm; Phần 5 trình bày kết luận và hướng

phát triển.

132 Trần Anh Kiệt, Trần Văn Chuẩn, Trương Thế Liên, Nguyễn Tiến Sỹ, Đặng Thị Dung

2. Bảo tàng Đà Nẵng

Bảo tàng Đà Nẵng được thành lập từ năm 1989 và xây

dựng mới tại địa điểm số 24 Trần Phú (phường Thạch

Thang, quận Hải Châu), trong khuôn viên Di tích Quốc gia

Thành Điện Hải. Bảo tàng Đà Nẵng được đầu tư phương

tiện trưng bày, thiết bị nghe nhìn và hệ thống chiếu sáng

hiện đại. Đội ngũ thuyết minh, hướng dẫn khách tham quan

được đào tạo khá bài bản. Bảo tàng Đà Nẵng chính thức

được khánh thành, mở cửa đón khách tham quan vào ngày

26 tháng 4 năm 2011.

Bảo tàng Đà Nẵng là một công trình, thiết chế văn hóa

tiêu biểu, quan trọng của thành phố Đà Nẵng và là một

trong những bảo tàng khang trang, hiện đại của miền

Trung, Việt Nam. Nội dung trưng bày của Bảo tàng đa dạng

về chủ đề, phong phú về hiện vật, sống động với các không

gian tái tạo, được thể hiện dưới góc nhìn và phương pháp

của bảo tàng học hiện đại. Nhiều tài liệu, hiện vật gốc có

giá trị điển hình về lịch sử, văn hóa, những bộ sưu tập cổ

vật quý hiếm lần đầu tiên được đưa ra giới thiệu. Tất cả đã

tái hiện khái quát và tiêu biểu tiến trình lịch sử - văn hóa

của mảnh đất và con người Đà Nẵng từ buổi đầu khai phá,

mở mang bờ cõi, chống giặc ngoại xâm, giành độc lập cho

đến thời kỳ hòa bình, đổi mới, hội nhập và phát triển thành

một đô thị năng động nhất miền Trung.

Hiện nay, Bảo tàng Đà Nẵng có diện diện tích trưng bày

khoảng 3.000 m2 với hơn 2.500 hiện vật được tổ chức trưng

bày thường xuyên thành 9 nhóm chủ đề. Ngoài ra, Bảo tàng

còn tổ chức các đợt triển lãm ngắn hạn tại Bảo tàng cũng

như trưng bày, triển lãm lưu động ở trong và ngoài nước.

Bên cạnh đó, Bảo tàng còn thường xuyên tổ chức giới thiệu

di sản văn hóa phi vật thể của thành phố đến nhiều đối

tượng trong và ngoài nước [2].

Từ khi trở thành thành phố trực thuộc trung ương, thành

phố Đà Nẵng đã phát triển mạnh mẽ và trở thành một trung

tâm kinh tế - xã hội của Việt Nam. Với chủ trương phát triển

thành phố theo hướng dịch vụ và công nghệ cao, trong những

năm qua, du lịch Đà Nẵng đã trở thành một địa chỉ thu hút

rất nhiều du khách trong và ngoài nước.

Thống kê số lượng du khách đến thăm Bảo tàng Đà

Nẵng qua các năm như sau:

Bảng 1. Thống kê lượng khách đến Bảo tàng Đà Nẵng

Năm

Thống kê theo ngôn ngữ sử dụng Tổng

cộng Tiếng

Anh

Tiếng

Hàn

Tiếng

Trung

Tiếng

Pháp

Tiếng

khác

2014 320 15.713 112 368 32.454 48.967

2015 385 26.000 247 280 26.751 53.663

2016 360 19.810 3.746 240 16.578 40.734

Hiện nay, Bảo tàng có 3 tầng để trưng bày các hiện vật

và được tổ chức thành các phòng trưng bày như sau:

- Tầng 1: Giới thiệu các bộ sưu tập liên quan đến điều

kiện tự nhiên như: Hệ sinh thái tự nhiên của thành phố Đà

Nẵng; Địa chất, khoáng sản; Khí hậu, thủy văn; ...

- Tầng 2: Giới thiệu các bộ sưu tập liên quan đến thành

phố Đà Nẵng trong hai cuộc kháng chiến chống Pháp và

Mỹ xâm lược, chứng tích chiến tranh của quân đội Mỹ ở

chiến trường Quảng Nam - Đà Nẵng và miền Nam, Việt

Nam.

- Tầng 3: Giới thiệu các bộ sưu tập hiện vật và hình ảnh

về cộng đồng các dân tộc ở thành phố Đà Nẵng và tỉnh

Quảng Nam.

Bên cạnh các gian trưng bày, Bảo tàng còn có phòng

chiếu phim 30 ghế ngồi để trình chiếu các bộ phim tư liệu

về lịch sử, văn hóa và xã hội của thành phố Đà Nẵng.

Đội ngũ cán bộ làm nhiệm vụ thuyết minh của Bảo tàng

chỉ có 4 người và phải đảm nhiệm một khối lượng công

việc cực kỳ lớn nên khó đảm bảo được chất lượng phục vụ.

Vì vậy, việc nghiên cứu triển khai một hệ thống thuyết

minh tự động nhằm hỗ trợ cho đội ngũ thuyết minh là hết

sức cấp bách.

3. Phân tích thiết kế hệ thống

3.1. Mục đích của hệ thống

Mục đích của hệ thống là ứng dụng CNTT để hỗ trợ

hoạt động hướng dẫn, thuyết minh tại Bảo tàng Đà Nẵng.

Hệ thống thuyết minh tự động đa ngữ ứng dụng tại Bảo

tàng Đà Nẵng với các thành phần chính như sau:

- Hệ cơ sở dữ liệu về thông tin hướng dẫn, thuyết minh

cho Bảo tàng Đà Nẵng với 3 ngôn ngữ: Việt, Anh và Pháp;

- Website cung cấp các thông tin giới thiệu về Bảo tàng

Đà Nẵng;

- Hướng dẫn, thuyết minh tự động bằng 3 ngôn ngữ

Việt, Anh, Pháp thông qua các thiết bị di động.

3.2. Các đối tượng sử dụng

Đối với hệ thống đề xuất, có các loại đối tượng sử dụng

như sau:

- Người quản trị (Administrator): là nhân viên quản trị

hệ thống, có nhiệm vụ quản trị toàn bộ hệ thống, phân

quyền người sử dụng, cập nhật thông tin, phát hiện các vấn

đề phát sinh/lỗi để khắc phục.

- Nhân viên bảo tàng (Museum Staff): là những người

có quyền truy cập hệ thống để xem, sửa, xoá thông tin trên

hệ thống. Tuỳ theo nhiệm vụ trong bảo tàng, người quản trị

có thể phân quyền để nhân viên bảo tàng có quyền truy cập

và cập nhật những thông tin khác nhau trên hệ thống.

- Khách tham quan (Visitor): là những người sử dụng

được cấp phép/hoặc không cần cấp phép để truy cập vào hệ

thống nhằm xem thông tin, bình luận, ... về bảo tàng. Đối

với khách tham quan trực tiếp tại bảo tàng, họ có thể sử

dụng thiết bị di động để chụp ảnh QR Code và xem/nghe

thuyết minh về đối tượng tương ứng.

3.3. Mô hình tổng quát

Nhằm mục đích hỗ trợ công tác thuyết minh trong bảo

tàng, nhóm tác giả đề xuất xây dựng một hệ thống thuyết

minh tự động đa ngữ và quy trình thực hiện như sau: Hệ

thống hoá các hiện vật: Nhân viên bảo tàng cần hệ thống hoá

lại tất cả các phòng trưng bày, hiện vật cần thuyết minh. Đối

với mỗi hiện vật cần có đầy đủ các thông tin liên quan như

mã số, thông tin hiện vật, hình ảnh, video, ... liên quan. Nếu

có thể, bảo tàng tiến đến số hoá tất cả các thông tin và sẽ xây

dựng một cơ sở dữ liệu số cho bảo tàng trong tương lai.


Hình 1. Mô hình đề xuất

- Biên soạn thuyết minh: biên soạn nội dung thuyết minh

cho từng phòng trưng bày, hiện vật giống như khi thuyết

minh trên thực tế. Nội dung này có thể được sử dụng để

khách xem trên các thiết bị hoặc được ghi âm để khách nghe

thay vì nghe thuyết minh trực tiếp từ nhân viên bảo tàng. Các

tài liệu thuyết minh này sẽ được dịch sang các ngôn ngữ khác

để phục vụ cho các đối tượng du khách khác nhau.

- Ghi âm thuyết minh: trên cơ sở các tài liệu thuyết minh

(đã được phê duyệt bởi người có trách nhiệm), tiến hành

ghi âm để có các file audio tương ứng cho từng phòng trưng

bày/hiện vật. Các file audio này có thể được sử dụng để

đưa lên trang web hoặc truy cập từ các thiết bị di động bởi

khách tham quan bảo tàng.

- Xây dựng hệ thống thuyết minh tự động: hệ thống này

có các chức năng cơ bản như: cho phép người quản trị phân

quyền sử dụng cho từng nhóm đối tượng người dùng khác

nhau, cho phép nhân viên bảo tàng cập nhật thông tin (văn

bản, âm thanh, video, ...); cho phép du khách truy cập để

xem/nghe thông tin. Chức năng tiêu biểu nhất của hệ thống

đó là sinh mã QR Code cho từng hiện vật và cho phép

người sử dụng chụp ảnh QR Code rồi tìm thông tin tương

ứng với QR Code.

- Sau khi hệ thống sinh mã QR Code, nhân viên bảo

tàng phải dán mã này lên các phòng trưng bày hoặc các

hiện vật tương ứng. Sau này, khách tham quan chỉ cần sử

dụng thiết bị di động để chụp ảnh QR Code và nghe/xem

thuyết minh tương ứng.

- Du khách có thể chọn ngôn ngữ (tiếng Việt, tiếng

Anh, tiếng Pháp, ...) và kiểu dữ liệu cần sử dụng (văn bản,

audio, video, ...) theo nhu cầu và hệ thống sẽ trả về kết

quả tương ứng.

Các Use Case được đặc tả chi tiết như sau:

Hình 2. Mô hình Use Case

Biểu đồ lớp:

Hình 3. Biểu đồ lớp

Một số biểu đồ hoạt động trong hệ thống:

Hình 4. Biểu đồ hoạt động quản lý tài khoản

Hình 5. Biểu đồ hoạt động xem thông tin

134 Trần Anh Kiệt, Trần Văn Chuẩn, Trương Thế Liên, Nguyễn Tiến Sỹ, Đặng Thị Dung

Cốt lõi của hệ thống bao gồm cơ sở dữ liệu (nội dung

văn bản, các tập tin audio, video thuyết minh bằng các ngôn

ngữ Việt, Anh, Pháp), gói phần mềm trên máy chủ và gói

phần mềm trên thiết bị di động.

Gói phần mềm trên máy chủ có nhiệm vụ nhận dữ liệu

QR Code từ điện thoại, đối sánh ảnh chụp với dữ liệu có

sẵn trong CSDL, tìm và trả về kết quả để hiển thị trên thiết

bị di động.

Gói phần mềm trên thiết bị di động có nhiệm vụ chụp

ảnh QR Code, gửi ảnh đến máy chủ, hiển thị kết quả trả về

từ máy chủ.

Mô hình triển khai như sau:

Hình 6. Mô hình triển khai hệ thống

4. Xây dựng ứng dụng

4.1. Cơ sở dữ liệu

Cơ sở dữ liệu của hệ thống được thiết kế như sau:

Hình 7. Cơ sở dữ liệu

Trong đó:

- ArtCategories: lưu trữ thông tin về chủng loại hiện

vật, ví dụ: hiện vật thời tiền sử, hiện vật thời kỳ chống

Pháp, hiện vật thời kỳ chống Mỹ,...

- Artifacts: lưu trữ thông tin về hiện vật gồm: mã số,

tên, thuyết minh tiếng Việt, tiếng Anh và tiếng Pháp (dưới

dạng văn bản, âm thanh và video.

- Users: lưu trữ thông tin người dùng: mã số, tên, địa

chỉ e-mail,...

4.2. Phần mềm

Phần mềm hệ thống thuyết minh tự động bao gồm 2

gói: một gói cài trên thiết bị di động và một gói cài trên

máy chủ.

Gói phần mềm cài trên thiết bị di động có chức năng

kết nối đến máy chủ, xử lý và so sánh ảnh chụp QR Code

với các QR Code lưu trữ trên máy chủ, lấy kết quả tương

ứng và trình bày kết quả cho người dùng dưới dạng video,

audio hoặc văn bản trong ngôn ngữ tương ứng được người

sử dụng lựa chọn [4].

Gói phần mềm cài đặt trên máy chủ bao gồm 2 phần:

Phần dành cho admin có các chức năng hỗ trợ quản trị hệ

thống, quản lý người dùng (tạo, sửa, thêm, xoá các nhóm

và người dùng) và cập nhật dữ liệu; Phần dành cho người

sử dụng có các chức năng hỗ trợ tìm kiếm, xem thông tin

(dưới dạng văn bản, audio hoặc video) thông qua giao diện

web (trong trường hợp này người sử dụng không cần sử

dụng điện thoại di động để chụp QR Code) [5], [6].

4.3. Thử nghiệm

Hệ thống này sẽ được triển khai ứng dụng tại Bảo tàng

theo mô hình sau:

Hình 8. Mô hình triển khai ứng dụng hệ thống

Để triển khai hệ thống, Bảo tàng cần phải có máy chủ

có định danh và đăng ký tên miền trên mạng Internet hoặc

thuê bao máy chủ ảo trên Cloud để đặt cơ sở dữ liệu và

phần mềm xử lý, trang web.

Nhân viên quản trị hệ thống sẽ quản lý việc cấp phát

các tài khoản, quyền truy cập vào hệ thống và các công việc

khác liên quan đến hệ thống.

Cán bộ Bảo tàng có trách nhiệm cập nhật, bổ sung dữ

liệu thuyết minh thường xuyên vào hệ thống để phục vụ

công tác thuyết minh tự động.

Người tham quan chỉ cần dùng thiết bị di động có chức

năng kết nối Internet (3G hoặc thông qua wifi của Bảo

tàng) và chụp ảnh để chụp hình QR Code gửi đến hệ thống

để nghe/xem thuyết minh.

Hiện tại, để thử nghiệm, nhóm tác giả cài đặt ứng dụng

trên trang web tại địa chỉ: http://qrcode.azurecloud.vn.

Giao diện cập nhật dữ liệu dành cho admin:

Hình 9. Giao diện chính dành cho admin


Người quản trị có thể duyệt qua danh sách các hiện vật

đã cập nhật vào hệ thống bằng cách dịch chuyển chuột hoặc

phím trên danh sách đã có.

Giao diện chính dành cho người dùng:

Hình 10. Giao diện dành cho người dùng

Người sử dụng có thể tải phần mềm để cài trên thiết bị

di động hoặc tra cứu và xem thông tin trực tiếp về hiện vật

trên giao diện web.

5. Kết luận

Nhóm tác giả đã nghiên cứu xây dựng và triển khai

thành công hệ thống thuyết minh đa ngữ tại Bảo tàng Đà

Nẵng. Ứng dụng này góp phần quan trọng vào việc nâng

cao chất lượng phục vụ khách tham quan tại Bảo tàng.

Trong thời gian đến, hướng phát triển sẽ là xây dựng

các tài liệu thuyết minh cho các ngôn ngữ khác như tiếng

Hàn, tiếng Nhật, tiếng Nga, ... Bên cạnh đó, sẽ tiếp tục

nghiên cứu các công nghệ mới liên quan đến IoT, robot để

ứng dụng trong lĩnh vực bảo tàng.


[1] Trang web của Bảo tàng Đà Nẵng, http://baotangdanang.vn.

[2] Trang web của Cổng thông tin điện tử Đà Nẵng,

http://danang.gov.vn.

[3] Dương Thị Hằng, “Bảo tàng Phụ nữ Việt Nam - Một thập niên đổi

mới”, Tạp chí Di sản Văn hóa, Số 2(51), 2015, trang 92-96.

[4] Joe Waters, QR Codes for Dummies, published by For Dummies,

ISBN-10: 1118337034, ISBN-13: 978-1118337035, 2012.

[5] Chris Stewart, Bill Phillips, Android Programming, published by

Big Nerd Ranch, ASIN: B06VWNHT98, 2017.

[6] Matt Neuburg, Programming iOS 11: Dive Deep into Views, View

Controllers, and Frameworks, published by O'Reilly Media, ISBN:

1491999225, 2017.


136 Nguyên Minh Thông, Đinh Tuấn, Pham Câm Nam

NGHIÊN CỨU KHẢ NĂNG HẤP PHỤ CỦA CÁC HỢP CHẤT XANTHONE

CÓ NGUỒN GỐC TỪ VỎ QUẢ MĂNG CỤT LÊN BỀ MẶT KIM LOẠI SẮT (Fe)

BẰNG PHƯƠNG PHÁP HÓA LƯỢNG TỬ VÀ MÔ PHỎNG ĐỘNG HỌC PHÂN TỬ

INVESTIGATION INTO ABSORPTION PERFORMANCE OF XANTHONES EXTRACTED

FROM GARCINIA MANGOSTANA ON IRON SURFACE USING THE QUANTUM

CHEMISTRY AND MOLECULAR DYNAMIC SIMULATION METHODS

Nguyên Minh Thông1, Đinh Tuấn2, Pham Câm Nam3 1Phân hiêu Đai hoc Đa Năng tai Kon Tum; [email protected]

2Trường Đai hoc Khoa hoc - Đai hoc Huế 3Trường Đai hoc Bach khoa - Đai hoc Đa Năng

Tóm tắt - Trong bài báo này, nhóm tác giả sử dụng phương pháp hóa lượng tử và mô phỏng động học phân tử để nghiên cứu khả năng hấp phụ của 14 hợp chất xanthone có nguồn gốc từ vỏ măng cụt lên bề mặt kim loai sắt. Các thông số lượng tử như EHOMO và ELUMO được tính toán và thảo luận để đánh giá khả năng ức chế ăn mòn của các hợp chất xanthone. Mô phỏng Monte Carlo được ứng dụng để tìm cấu hình hấp phụ bền nhất của các hợp chất ức chế ăn mòn trên bề mặt Fe(110). Năng lượng hấp phụ từ kết quả tính Monte Carlo của các hợp chất xanthone lên bề mặt của sắt trong cả pha khí và dung môi nước giảm theo thứ tự sau: 14 > 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3 > 4. Hợp chất 14 là chất có tiềm năng ức chế ăn mòn hiệu quả nhất trong các hợp chất xanthone.

Abstract - In this article, quantum chemistry and molecular dynamic simulation methods are employed on 14 xanthone compounds extracted from garcinia mangostana in order to study their absorption effectiveness on iron surface. Quantum chemical parameters such as EHOMO and ELUMO have been calculated and discussed in detail to evaluate their inhibiting effectiveness. Adsorption energies and interaction configurations of xanthones on Fe(110) are obtained using the Monte Carlo simulations. The adsorption strength from the outputs of Monte Carlo simulations of the studied molecules on Fe(110) surface in vacuum and in the presence of water follow the trend: 14 > 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3 > 4. Moreover, compound 14 is the best corrosion inhibitor among 14 xanthones extracted from garcinia mangostana.

Từ khóa - xanthone; ức chế ăn mòn; hóa lượng tử; măng cụt; mô phỏng động học phân tử.

Key words - xanthone; corrosion inhibitor; quantum chemistry; garcinia mangostana; molecular dynamic simulation.


Sự ăn mòn kim loại và các hợp kim khi có phản ứng

hóa học và điện hóa với các môi trường ăn mòn gây ra

nhiều thiệt hại đáng kể cho nền kinh tế quốc dân: ảnh

hưởng về kinh tế, ảnh hưởng đến tuổi thọ các công trình

xây dựng và an toàn khi sử dụng (cầu cống, máy bay,

động cơ, đường ống dẫn dầu…). Sử dụng chất ức chế ăn

mòn là phương pháp phổ biến được dùng để bảo vệ bề

mặt kim loại chống lại sự ăn mòn. Khi sử dụng chất ức

chế ăn mòn, ngoài các vấn đề về kỹ thuật, tính kinh tế cần

quan tâm đến tính độc của nó. Nhiều hợp chất hóa học có

khả năng ức chế sự ăn mòn kim loại rất hiệu quả, tuy

nhiên lại có giá thành cao, mặt khác có độc tính cao và

ảnh hưởng đến sức khỏe con người và môi trường. Trước

những vấn đề đó, xu hướng nghiên cứu sử dụng các nguồn

hợp chất hữu cơ thiên nhiên để làm chất ức chế ăn mòn

đã được nhiều nước quan tâm [1]. Một thế hệ mới các chất

ức chế ăn mòn được gọi là Green Corrosion Inhibitors

(chất ức chế ăn mòn xanh) bao gồm ascorbic acid [2],

succinic acid [3], tryptamine [4] và các hợp chất xanthone

chiết xuất từ vỏ măng cụt [5] được nghiên cứu. Hiệu quả

ức chế ăn mòn của các hợp chất hữu cơ này liên quan đến

khả năng hấp phụ của phân tử. Điều này phụ thuộc chủ

yếu vào đặc tính hóa lý của phân tử, thông số hóa lý phổ

biến nhất dùng để đánh giá khả năng hấp phụ của phân tử

là năng lượng orbital bị chiếm chỗ cao nhất (highest

occupied molecular orbital - HOMO) và năng lượng

orbital không bị chiếm chỗ thấp nhất (lowest unoccupied

molecular orbital – LUMO [6, 7].

Trong bài báo này, phương pháp hóa lượng tử và mô

phỏng động học phân tử được sử dụng để làm sáng tỏ hơn

về khả năng hấp phụ và xác định chất có tiềm năng ức chế

ăn mòn hiệu quả của 14 hợp chất xanthone có nguồn gốc

từ vỏ quả măng cụt. Cấu trúc của các hợp chất nghiên cứu

được biểu diễn ở Hình 1. Các hợp chất 1-14 được định danh

như sau: 8-hydroxycudraxanthone G (1) and

mangostingone [7-methoxy-2-(3-methyl-2-butenyl)-8-(3-

methyl-2-oxo-3-butenyl)-1,3,6-trihydroxyxanthone, 2], ,

cudraxanthone G (3), 8-deoxygartanin (4),

garcimangosone B (5), garcinone D (6), garcinone E (7),

gartanin (8), 1-isomangostin (9), α-mangostin (10),

γ-mangostin (11), mangostinone (12), smeathxanthone

A (13), and tovophyllin A (14) [8].


2.1. Phương pháp hóa lượng tử

Việc tối ưu hóa cấu trúc và tính tần số dao động được

thực hiện băng phương pháp B3LYP/6-31+G(d,p). Tất cả

các tính toán được thực hiện trên phần mềm Gaussian 09

(version A.02) [9]. Các thông số năng lượng của orbital phân

tử biên bao gồm năng lượng orbital bị chiếm chỗ cao nhất

(highest occupied molecular orbital - HOMO) và năng lượng

orbital không bị chiếm chỗ thấp nhất (lowest unoccupied

molecular orbital - LUMO) được tính ở cùng mức lý thuyết.


Hình 1. Các hợp chất xanthone có nguồn gốc

từ vỏ măng cụt

2.2. Phương pháp mô phỏng động học phân tử

Tương tác giữa các hợp chất xanthone và bề mặt

Fe(110) được thực hiện trong mô phỏng Monte Carlo với

phần mềm Material Studio 6.0 của công ty Bolivia–

Accelrys Inc., Hoa kỳ. Các trường lực COMPASS được sử

dụng cho các mô phỏng của tất cả các nguyên tử và cấu

trúc của các phân tử. Các mô phỏng sự tương tác của các

hợp chất xanthone đối với bề mặt Fe(110) đã thực hiện để

xác định dạng tương tác bền vững nhất của chúng dựa vào

các giá trị năng lượng hấp phụ.


3.1. Kết quả tính toán bằng hóa lượng tử

Cấu trúc hình học tối ưu và cấu trúc orbital HOMO-

LUMO các dẫn xuất xanthone tính ở mức lý thuyết

B3LYP/6-31+G(d,p) được trình bày ở Hình 2.

Cấu trúc orbital HOMO của phân tử cho biết các vị trí

có khả năng cho điện tử của phân tử. Trong đó, các vùng

không gian bao quanh mỗi nguyên tử (màu nâu và màu

xanh lá cây) tương ứng với các cấu trúc orbital HOMO tại

vị trí đó (Hình 2). Như vậy, vị trí có cấu trúc HOMO kích

thước càng lớn thì vị trí đó càng dễ cho điện tử và ngược

lại, vị trí có cấu trúc HOMO càng bé thì càng khó cho

điện tử. Đối với các hợp chất ức chế ăn mòn, khi hấp phụ

lên bề mặt kim loại, các phân tử chất ức chế có khả năng

cho điện tử vào các orbital–d trống của kim loại. Dựa vào

cấu trúc HOMO của các dẫn xuất xanthone, có thể nhận

thấy các dẫn xuất cấu trúc orbital HOMO có kích thước

lớn được phân bố chủ yếu ở vòng xanthone. Đây là các

vị trí có khả năng cho điện tử vào orbital–d trống của

kim loại.

Hình 2. Cấu trúc hình hoc tối ưu va cấu trúc orbital

HOMO-LUMO cac dẫn xuất xanthone tính ở mức lý thuyết

B3LYP/6-31+G(d,p)

Cấu trúc orbital LUMO cho biết các vị trí dễ nhận điện

tử của phân tử. Tương tự với cấu trúc HOMO, các vùng

không gian (có màu nâu và màu xanh lá cây) biểu diễn các


orbital LUMO của phân tử. Các vị trí có kích thước orbital

LUMO càng lớn, càng dễ nhận điện tử. Các vị trí có kích

thước LUMO càng bé càng khó nhận điện tử. Cấu trúc

LUMO của các dẫn xuất nghiên cứu được xác định trong

Hình 2 có hình dạng tương tự nhau: các vị trí dễ nhận điện

tử được phân bố đều trong vòng xanthone. Đây là các vị trí

dễ nhận điện tử của các dẫn xuất xanthone nghiên cứu khi

hấp phụ lên bề mặt Fe.

Đối với các hợp chất ăn mòn, quá trình hấp phụ chất ức

chế ăn mòn lên bề mặt kim loại vừa xảy ra quá trình các

chất ức chế, đẩy điện tử vào orbital–d trống của kim loại,

vừa xảy ra quá trình chuyển electron từ bề mặt kim loại vào

phân tử chất ức chế. Dựa vào cấu trúc HOMO và cấu trúc

LUMO của các dẫn xuất xanthone, ta dễ dàng nhận ra các

vị trí tương tác giữa chất ức chế ăn mòn đối với bề mặt kim

loại xảy ra chủ yếu tại vòng xanthone.

Các thông số lượng tử đánh giá khả năng ức chế ăn mòn

thu được từ tính toán lượng tử như năng lượng orbital bị

chiếm chỗ cao nhất (EHOMO) và năng lượng orbital không

bị chiếm chỗ thấp nhất (ELUMO) trong pha khí và dung môi

nước, được trình bày trong Bảng 1.

Bảng 1. Cac thông số hóa lượng tử của cac dẫn xuất xanthone

tính trong pha khí va dung môi nước (eV)bằng phương phap

B3LYP/6-31+G(d,p)

Hợp

chất

EHOMO (eV) ELUMO (eV) EHOMO (eV) ELUMO (eV)

Pha khí Dung môi nước

1 -5,91 -1,97 -6,09 -2,13

2 -5,62 -2,07 -5,83 -2,20

3 -6,07 -2,04 -6,15 -2,16

4 -6,09 -2,05 -6,15 -2,19

5 -5,83 -1,38 -5,99 -1,70

6 -5,65 -1,68 -5,84 -1,91

7 -5,60 -1,92 -5,76 -2,11

8 -6,06 -2,05 -6,14 -2,17

9 -5,87 -1,97 -6,02 -2,12

10 -5,75 -2,15 -5,87 -2,22

11 -5,85 -1,80 -6,00 -1,98

12 -5,82 -1,79 -5,99 -1,98

13 -5,65 -2,07 -5,85 -2,20

14 -5,55 -1,68 -5,74 -1,90

EHOMO và ELUMO là hai thông số quan trọng để đánh

giá khả năng ức chế ăn mòn. Giá trị EHOMO dùng để đánh

giá khả năng cho điện tử của phân tử. Một phân tử có giá

trị EHOMO càng lớn, phân tử đó càng dễ cho điện tử [6, 7].

Theo Bảng 1, hợp chất 14 là chất dễ cho điện tử nhất với

giá trị EHOMO lần lượt là –5,55eV và –5,74eV trong pha

khí và dung môi nước. Trong khi đó, hợp chất 4 là chất

khó cho điện tử nhất với giá trị EHOMO lần lượt là –6,09

eV và –6,15 eV trong pha khí và dung môi nước.Chiều

giảm dần giá trị EHOMO của các dẫn xuất xanthone là: 14

> 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3 > 4.

Đây cũng là chiều giảm khả năng ức chế ăn mòn kim loại

theo giá trị EHOMO. Kết quả trong dung môi nước cũng cho

ta dự đoán khả năng ức chế như trong pha khí.

Giá trị ELUMO cũng là một đại lượng để đánh giá khả

năng ức chế ăn mòn của các chất ức chế ăn mòn. Giá trị

ELUMO cho biết năng lượng của orbital không bị chiếm chỗ

thấp nhất. Giá trị ELUMO càng bé, phân tử càng dễ nhận

điện tử [6, 7]. Hợp chất 10 là chất dễ nhận điện tử nhất

trong số các dẫn xuất xanthone được nghiên cứu, với giá

trị ELUMO lần lượt là –2,15 eV và –2,22 eV trong pha khí

và dung môi nước. Ngược lại, hợp chất 5 là chất có ELUMO

cao nhất, do đó khả năng nhận điện tử của hợp chất 5 là

thấp nhất với giá trị ELUMO lần lượt là –1,38 eV và –1,70

eV. Dựa vào ELUMO, khả năng ức chế của các chất ăn mòn

giảm theo chiều như sau: 10 > 2 > 13 > 4 > 8 > 3 > 1 > 9

> 7 > 11 > 12 > 6 > 14 > 5. Các kết quả trong pha khí và

trong dung môi nước thu được đều đưa ra một nhận xét

tương đương.

Đối với khả năng ức chế ăn mòn kim loại, các chất ức

chế hoạt động như một bazơ Lewis [10]. Điều này có nghĩa

là các phân tử có tiềm năng ức chế ăn mòn kim loại tốt là

các phân tử có khả năng cho điện tử vào các orbital–d trống

của kim loại để hình thành liên kết và hấp phụ lên bề mặt

kim loại. Như vậy, theo tiêu chí này, giá trị EHOMO đóng vai

trò quan trọng hơn trong việc đánh giá khả năng ức chế ăn

mòn kim loại của các dẫn xuất xanthone. Vì vậy, khả năng

ức chế ăn mòn của các dẫn xuất nghiên cứu được sắp xếp

theo chiều tăng dần như sau: 4< 3< 8 < 1< 9 < 11 < 5 < 12

< 10 < 13 < 6 < 2 < 7 < 14.

3.2. Kết quả tính toán bằng mô phỏng động học phân tử

trong pha khí

Bảng 2. Năng lượng hấp phụ của cac xanthone nghiên cứu

lên bề mặt Fe(110) sử dụng mô phỏng Monte Carlo

(đơn vị: kcal/mol)

Tương tác Năng lượng hấp phụ

Fe(110)/1 -204,088

Fe(110)/2 -224,391

Fe(110)/3 -196,943

Fe(110)/4 -194,482

Fe(110)/5 -212,392

Fe(110)/6 -221,328

Fe(110)/7 -228,225

Fe(110)/8 -201,196

Fe(110)/9 -207,479

Fe(110)/10 -215,810

Fe(110)/11 -207,911

Fe(110)/12 -213,365

Fe(110)/13 -216,432

Fe(110)/14 -232,146

Mô phỏng động học phân tử sử dụng mô phỏng Monte

Carlo được thực hiện để đánh giá khả năng hấp phụ của

14 hợp chất xanthone lên bề mặt Fe(110). Các kết quả về

năng lượng hấp phụ được cho trong Bảng 2. Hình 3 cho cái

nhìn trực quan về tương tác hấp phụ bền nhất của mỗi hợp

chất xanthone lên bề mặt Fe(110).

Quan sát Hình 3, có thể thấy răng tất các các phân tử

xanthone đều hấp phụ lên bề mặt kim loại Fe(110) theo


tương tác mặt, có nghĩa là bề mặt vòng xanthone gần như

song song với bề mặt kim loại khi tương tác hấp phụ. Đây

là lý do các giá trị năng lượng hấp phụ của các dẫn xuất

này đều có giá trị âm rất cao. Giá trị hấp phụ có năng lượng

thấp chứng tỏ năng lượng tương tác giữa các hợp chất

xanthone so với bề mặt kim loại có giá trị cao. Điều này có

nghĩa là giữa các hợp chất xanthone và bề mặt kim loại đã

hình thành tương tác hấp phụ bền vững [10, 11]. Năng

lượng hấp phụ có giá trị cao nhất (âm thấp nhất) là –

194,482 kcal/mol của hợp chất 4 và thấp nhất (âm nhất) là

–232,146 kcal/mol của hợp chất 14. Giá trị năng lượng hấp

phụ bề mặt Fe(110) của 12 hợp chất còn lại có giá trị từ –

196,943 đến –228,225 kcal/mol. Như vậy, giá trị năng

lượng tương tác, khả năng ức chế ăn mòn của các hợp chất

xanthone đối với bề mặt Fe(110) giảm dần theo chiều như

sau: 14> 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3

> 4. Điều này cũng cho thấy răng, hợp chất 14 có khả năng

hấp phụ rất mạnh lên bề mặt kim loại sắt và do đó nó khả

năng ức chế ăn mòn kim loại rất tốt.

Hình 3. Cac kiểu tương tac hấp phụ bền nhất của 14 hợp chất

xanthone lên bề mặt Fe(110) sử dụng mô phỏng Monte Carlo

trong pha khí

3.3. Tính toán bằng mô phỏng động học phân tử trong

dung môi nước

Để giả định về môi trường ăn mòn thực tế, nhóm tác giả

xem xét sự ảnh hưởng của các phân tử nước được thêm vào

trong mô phỏng Monte Carlo. Các kiểu tương tác hấp phụ

bền nhất của 14 hợp chất xanthone lên bề mặt Fe(110) sử

dụng mô phỏng Monte Carlo trong dung môi nước được

mô tả ở Hình 4.

Hình 4. Cac kiểu tương tac hấp phụ bền nhất của 14 hợp chất

xanthone lên bề mặt Fe(110)/50 H2O sử dụng mô phỏng

Monte Carlo

Bảng 3. Năng lượng hấp phụ của cac xanthone nghiên cứu lên

bề mặt Fe(110)/50H2O sử dụng mô phỏng Monte Carlo

(đơn vị: kcal/mol)

Tương tác Năng lượng hấp

phụ của xanthone

Năng lượng hấp

phụ của H2O

Fe(110)/1/50H2O -202,358 -14,651

Fe(110)/2/50H2O -225,513 -11,445

Fe(110)/3/50H2O -201,255 -8,341

Fe(110)/4/50H2O -195,202 -12,059

Fe(110)/5/50H2O -214,08 -13,312

Fe(110)/6/50H2O -219,894 -10,181

Fe(110)/7/50H2O -234,104 -12,463

Fe(110)/8/50H2O -201,665 -15,500

Fe(110)/9/50H2O -209,023 -5,226

Fe(110)/10/50H2O -216,243 -16,051

Fe(110)/11/50H2O -211,772 -8,693

Fe(110)/12/50H2O -215,228 -8,908

Fe(110)/13/50H2O -218,693 -7,203

Fe(110)/14/50H2O -236,865 -15,020

Quan sát Hình 4 cho thấy tất cả chất ức chế ăn mòn hấp

phụ ở vị trí gần như song song với bề mặt của Fe(110) để

tối đa hóa sự tiếp xúc bề mặt và tăng cường độ che phủ bề

mặt. Các giá trị năng lượng hấp phụ của các xanthone


nghiên cứu lên bề mặt Fe(110)/50H2O sử dụng mô phỏng

Monte Carlo được trình bày ở Bảng 3. Nhiều nghiên cứu

đã chứng minh cơ chế chính của sự tương tác giữa chất ức

chế ăn mòn với sắt là do sự hấp phụ [10, 12]. Vì vậy, năng

lượng hấp phụ chính là công cụ trực tiếp giúp chúng ta có

thể đánh giá được khả năng ức chế ăn mòn của các hợp chất

hữu cơ. Năng lượng hấp phụ của các hợp chất xanthone lên

bề mặt của sắt trong sự có mặt của dung môi nước giảm

theo thứ tự sau: 14> 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12 > 5 > 11 > 9

> 1 > 8 > 3 > 4. Trật tự sắp xếp này có cùng xu hướng với

pha khí. Giá trị năng lượng hấp phụ càng âm thì hệ càng

bền và sự hấp phụ của chất ức chế ăn mòn lên bề mặt của

sắt càng mạnh. Trong tất cả các trường hợp thì năng lượng

hấp phụ của các hợp chất xanthone cao hơn rất nhiều so với

năng lượng hấp phụ của nước (Bảng 3). Điều này cho thấy

khả năng thay thế dần các phân tử nước trên bề mặt sắt

băng chất ức chế ăn mòn để hình thành một lớp ổn định có

thể bảo vệ sắt khỏi sự ăn mòn trong môi trường nước.

4. Kết luận

Kết quả phân tích cấu trúc các orbital biên HOMO và

LUMO cho thấy vị trí tương tác giữa chất ức chế ăn mòn

đối với bề mặt kim loại xảy ra chủ yếu tại vòng xanthone.

Khả năng cho và nhận điện tử được đánh giá thông qua các

thông số lượng tử EHOMO và ELUMO. Trong đó, giá trị EHOMO

đóng vai trò quan trọng hơn trong việc đánh giá khả năng

ức chế ăn mòn kim loại của các dẫn xuất xanthone. Mô

phỏng động học phân tử được thực hiện trên bề mặt

Fe(110) cho thấy các hợp chất nghiên cứu đều tương tác

hấp phụ ở vị trí gần như song song với bề mặt của Fe(110).

Tất cả các giá trị năng lượng hấp phụ trong pha khí và dung

môi nước đều âm, điều này chứng tỏ quá trình hấp phụ là

tự diễn biến và hình thành tương tác hấp phụ bền vững.

Khả năng ức chế ăn mòn lên bề mặt Fe(110) của các hợp

chất này theo chiều như sau: 14 > 7 > 2 > 6 > 13 > 10 > 12

> 5 > 11 > 9 > 1 > 8 > 3 > 4 trong cả pha khí và dung môi

nước. Đây cũng là chiều giảm khả năng ức chế ăn mòn kim

loại tính theo phương pháp hóa lượng tử. Do đó, hợp chất

14 là chất có tiềm năng ức chế ăn mòn hiệu quả nhất trong

các hợp chất xanthone.

Lơi cám ơn: Nghiên cứu này được tài trợ bởi Quỹ

Khoa học và Công nghệ của Phân hiệu Đại học Đà Nẵng

tại Kon Tum với mã số PH-2016-04.


[1] Martinod, A., et al., “Progressing the understanding of chemical

inhibition of mineral scale by green inhibitors”, Desalination, 220(1-3), 2008, pp. 345-352.

[2] Ferreira, E.S., et al., “Evaluation of the inhibitor effect of l-ascorbic

acid on the corrosion of mild steel”, Materials Chemistry and

Physics, 83(1), 2004, pp. 129-134.

[3] Amin, M.A., et al., “The inhibition of low carbon steel corrosion in

hydrochloric acid solutions by succinic acid”, Electrochimica Acta, 52(11), 2007, pp. 3588-3600.

[4] Moretti, G., F. Guidi, and G. Grion, “Tryptamine as a green iron

corrosion inhibitor in 0.5 M deaerated sulphuric acid”, Corrosion

Science, 46(2), 2004, pp. 387-403.

[5] Kumar, K.P.V., M.S.N. Pillai, and G.R. Thusnavis, “Pericarp of the

Fruit of Garcinia Mangostana as Corrosion Inhibitor for Mild Steel

in Hydrochloric Acid Medium”, Portugaliae Electrochimica Acta, 28(6), 2010, pp. 373-383.

[6] Gece, G., “The use of quantum chemical methods in corrosion

inhibitor studies”, Corrosion Science, 50(11), 2008, pp. 2981-2992.

[7] Khalil, N., “Quantum chemical approach of corrosion inhibition”,

Electrochimica Acta, 48(18), 2003, pp. 2635-2640.

[8] Jung, H.A., et al., “Antioxidant xanthones from the pericarp of

Garcinia mangostana (Mangosteen)”, J. Agric Food Chem, 54(6),

2006, pp. 2077-82.

[9] Frisch, M., et al., Gaussian 09, revision a. 02, gaussian, Inc.,

Wallingford, CT, 2009, 200.

[10] Obot, I.B., et al., “Density Functional Theory (DFT) modeling and

Monte Carlo simulation assessment of inhibition performance of

some carbohydrazide Schiff bases for steel corrosion”, Physica E: Low-dimensional Systems and Nanostructures, 80, 2016, pp. 82-90.

[11] Ansari, K.R., et al., “Corrosion inhibition of N80 steel in 15% HCl

by pyrazolone derivatives: Electrochemical, surface and quantum

chemical studies”, RSC Adv., 6(29), 2016, pp. 24130-24141.

[12] Oguzie, E.E., et al., “Understanding corrosion inhibition

mechanisms-experimental and theoretical approach”, RSC

Advances, 1(5), 2011, pp. 866-873.

(BBT nhận bai: 08/11/2017, hoan tất thủ tục phản biên: 07/12/2017)


PHÂN TÍCH THÀNH PHẦN HÓA HỌC TRONG ĐÀI HOA BỤP GIẤM TƯƠI

TRỒNG TẠI ĐẮK LẮK (HIBISCUS SABDARIFFA L.) BẰNG PHƯƠNG PHÁP

KHỐI PHỔ PHÂN GIẢI CAO

A STUDY ON CHEMICAL COMPONENTS OF FRESH ROSELLE PETALS

(HIBISCUS SABDARIFFA L.) PLANTED IN DAK LAK BY HR-MS

Phùng Văn Trung1, Phạm Hồng Ngọc1, Nguyễn Thị Hồng Thắm1,

Ngọ Thị Phương2, Lê Ngọc Hùng1, Lê Minh Hà2* 1Trung tâm Nghiên cứu và Chuyển giao công nghệ, Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam

2Viện Hóa học các hợp chất thiên nhiên, Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam; [email protected]

Tóm tắt - 61 hợp chất đã được phát hiện có mặt trong cao tổng cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi trồng tại Buôn Ma Thuột, Đắk Lắk bằng việc sử dụng kỹ thuật sắc ký lỏng phân giải cao ghép nối khối phổ. Các nhóm hợp chất chính có mặt trong cao chiết là amino axit và amin (chiếm 36,44%), các axit hữu cơ (chiếm 12,65%), các hợp chất phenol (chiếm 21,85%), đường và dẫn xuất đường (chiếm 1,48%) và một số nhóm hợp chất khác. Ngoài ra, cũng xác định được hàm lượng tổng polyphenol và flavonoid (tương ứng là 7,09 mg GEA/g và 3,45 mg GE/g) trong cao tổng cồn nước đài hoa bụp giấm tươi. Kết quả đánh giá hoạt tính chống oxy hóa của cao chiết cồn nước theo phương pháp bắt gốc tự do DPPH cho thấy, cao chiết thể hiện tác dụng chống oxy hóa với giá trị SC50 là 128,2 µg/ml. Đây là những công bố bước đầu về kết quả nghiên cứu thành phần hóa học và hoạt tính chống oxy hóa của đài hoa bụp giấm tươi trồng tại Đắk Lắk.

Abstract - In this study we evaluate the chemical content of fresh roselle petals planted in Buon Ma Thuot, Dak Lak. Its ethanol/water extract is analyzed by HPLC – HRMS. It is found that the extract contains 61 compounds mainly grouped as amino acid and amines (36.44%), organic acids (12.65%), phenol (21.85%), glycoside and derivates (1.48%) and other groups. The quantity of total polyphenol and quantity of total flavonoids content are respectively 7.09 mg GAE/g and 3.45 mg GE/g. Results of the antioxidant activity of water – ethanol extracts by DPPH radical scavenging show that antioxidant activity has SC50 value of 128.2 μg/ml. These are the initial reports on chemical composition and antioxidant activity of fresh roselle petals planted in Dak Lak.

Từ khóa - Hibiscus sabdariffa; bụp giấm; khối phổ phân giải cao phân tích hóa học; chống oxy hóa

; Key words - Hibiscus Sabdariffla; roselle; HR-MS; chemical analysis; antioxidant


Cây Bụp giấm (Hibiscus sabdariffla L.) thuộc họ Bông

(Malvaceae) được du nhập vào Việt Nam từ châu Phi và đã

được trồng tại miền Bắc và Tây Nguyên. Về hóa học đã

xác định được thành phần chính có hoạt tính sinh học quý

trong đài hoa bụp giấm là các anthocyanin khoảng 1,5% và

một ít sắc tố khác; lên tới 12% là các polyphenol và các

flavonoid; các axit hữu cơ khoảng 15-30%; các vitamin A,

B1, B2, C, E, F và nhiều loại khoáng chất như sắt, đồng,

canxi, magie, kẽm… [1]. Hiện nay, ở Việt Nam, việc sử

dụng kỹ thuật sắc ký lỏng phân giải cao (ví dụ: model

Ultimate 3000 RSLC) ghép nối khối phổ phân giải cao (ví

dụ: model Q Exactive Focus của Thermo Scientific – Mỹ,

sử dụng công nghệ bẫy quay – orbitrap hay model X500R

theo công nghệ thời gian bay – TOF của ABSciex – Mỹ)

để phân tích định tính các hợp chất tự nhiên dựa trên số

khối (m/z) của các ion mẹ (MS) và ion con (phân mảnh

bằng va chạm MS/MS) bằng thư viện dữ liệu phổ (HRAM

MS2 Spectral Libratory Match-mzCloud) còn chưa được

ứng dụng nhiều, do mới được đầu tư về trang thiết bị và

các phần mềm phân tích, xử lý số liệu. Trong khi đó, trên

thế giới, các kỹ thuật này đã sử dụng từ rất lâu và rất có

hiệu quả trong việc phát hiện và phân tích các thành phần

hoạt chất trong các bộ phận của cây dược liệu. Trong bài

báo này, nhóm tác giả công bố các kết quả đạt được ban

đầu về thành phần hóa học của các hợp chất có mặt trong

cao tổng chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi trồng tại

Đắk Lắk, hàm lượng tổng polyphenol và flavonoid cùng

với hoạt tính chống oxy hóa của đài hoa bụp giấm bằng

phương pháp bắt gốc tự do DPPH (sử dụng chất chuẩn tạo

gốc tự do là 2,2-Diphenyl-1-picrylhydrazyl theo phương

pháp của MacDonald và cộng sự [9]).

2. Thực nghiệm và phương pháp nghiên cứu

2.1. Vật liệu

Nguyên liệu: Mẫu đài hoa bụp giấm tươi (Hibiscus

sabdariffla Linn) được trồng tại Công ty Năng lượng xanh

(Buôn Ma Thuột, Đắk Lắk) và được thu vào tháng 9 năm

2016, được xác định tên khoa học bởi GS. Kit Chin (Đại

học Lousiana, Mỹ). Mẫu tiêu bản được lưu tại Phòng Hóa

dược, Viện Hóa học các hợp chất thiên nhiên, trực thuộc

Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam (VAST).

Hóa chất: Ammonium format, methanol, nước, axít

formic dùng cho phân tích HPLC (sắc ký lỏng hiệu năng

cao) từ hãng Fisher Scientific. Chất chuẩn: Chất chuẩn để

phân tích quang phổ bao gồm ninhydrin (98%), gallic acid

(97,5%), dung dịch chuẩn phenol folin – ciocalteu 2 N và

muối natri cacbonat (99,8%) được đặt mua từ hãng Sigma

Aldrich (St. Louis, MO, Mỹ). Dung dịch chuẩn phenol

folin – ciocalteu được pha với nước cất để có hàm lượng

10 % theo thể tích. Dung dịch chuẩn ninhydrin được pha

với nước cất để có hàm lượng theo khối lượng/thể tích là

2%. Chất chuẩn để phân tích khoáng chất bao gồm 65%

HNO3, 30% H2O2, và 100ppm chất chuẩn của Fe, Cu, Mg,

Zr từ hãng Merck (Đức). Nước loại ion được sử dụng trong

nghiên cứu này.

Thiết bị sử dụng: Hệ thống sắc ký lỏng phân giải cao

ghép nối khối phổ phân giải cao bao gồm sắc ký lỏng

Ultimate 3000 RSLC, khối phổ phân giải cao Q Exactive

142 Phùng Văn Trung, Phạm Hồng Ngọc, Nguyễn Thị Hồng Thắm, Ngọ Thị Phương, Lê Ngọc Hùng, Lê Minh Hà

Focus Orbitrap MS (Thermo Scientific), thiết bị quang phổ

UV-VIS model Cary 60 (Agilent Technologies) và

ICP-MS 7900 (Agilent Technologies).

Điều kiện phân tích HPLC: Phân tích HPLC được thực

hiện trên Ultimate 3000 RSLC với đầu dò khối phổ phân

giải cao QTOF (Thermo Scientific, Mỹ). Thực hiện phân

tách trên cột Thermo Scientific Hypersil GOLD™ aQ

Polar Endcapped cột C18, 1,9 µm, 2,1 mm × 100 mm. Pha

động gồm 4 mM ammonium format pha trong dung dịch

0,1% axít formic (dung môi A) và 4 mM ammonium

format pha trong dung dịch methanol 0,1% axít formic

(dung môi B). Chương trình gradient như sau: 0 – 1 phút:

5% (B), 1 – 7 phút: 98% (B), 7 – 10 phút: 98% (B), 10,1 –

13 phút: 5% (B). Nhiệt độ: 30°C. Thể tích tiêm mẫu: 10

µL. Tốc độ dòng: 300 µL/min.

Điều kiện chạy cho khối phổ phân giải cao Q Exactive

Focus Orbitrap MS: Khối phổ tứ cực - phân giải cao

(Quadrupole-Orbitrap MS) sử dụng nguồn ion hóa H-ESI

(ion hóa phun điện tử được gia nhiệt) với điện áp phun:

4.500 V (positive), -4.000 V (negative), nhiệt độ của bộ hóa

hơi: 40°C, nhiệt độ ống chuyển ion: 275°C. Lưu lượng khí

phun: 40 unit, lưu lượng khí hỗ trợ: 15 unit. Sử dụng

phương pháp scan sàng lọc hợp chất: FS-ddMS2 (Full Scan

+ Data-dependent MS/MS). Độ phân giải toàn dải quét:

70.000 FWHM tại m/z 200. Độ phân giải MS/MS: 17.500

FWHM tại m/z 200. Dải scan: m/z 100 đến 1.000. Phân cực

riêng. Tự động xử lý 10 tín hiệu phụ thuộc lớn nhất. Năng

lượng va chạm được chuẩn hóa: được chia bậc với ba mức

10, 30 và 60. Precursor isolation width: 1,2 m/z. Tự động

thực hiện MS/MS trên ngưỡng cường độ: 1,5E4.

Phần mềm sử dụng: Phần mềm Thermo Scientific

Compound Discoverer 2.0.

Xử lý dữ liệu: Các hợp chất được xác định dựa trên

mzCloud bằng việc ghép nối khối phổ MS/MS từ thư viện

dữ liệu phổ HRAM MS2 Spectral Libratory Match-

mzCloud. Các dữ liệu chưa xử lý của dung môi blank và

các mẫu chưa xác định đã được xử lý và phát hiện các đặc

tính (các hợp chất giả định được đặc trưng bởi số khối của

chúng) trong dữ liệu MS đầy đủ và ID giả định được chỉ

định cho các tính năng này bằng cách tìm kiếm số khối

chính xác và phổ MS/MS dựa vào thư viện phổ mzCloud.

Các dữ liệu chưa xử lý từ phân cực dương (positive) và âm

(negative) được xử lý riêng.

2.2. Phương pháp tiến hành

2.2.1. Chuẩn bị mẫu và xác định độ ẩm trong đài hoa bụp giấm

Chiết xuất cao tổng cồn/nước: Đài hoa bụp giấm tươi

(100 gram) được cắt thành mảnh nhỏ và ngâm chiết trong

500 ml cồn : nước (7:3), siêu âm ở 50°C trong 20 phút. Lọc

thu dịch chiết và quá trình chiết được lặp lại 3 lần. Gộp dịch

chiết và quay cất chân không để loại kiệt dung môi, thu

được cao tổng cồn nước, ký hiệu HS.

Xác định độ ẩm trong đài hoa bụp giấm theo phương

pháp sấy, thử theo DĐVN IV, phụ lục 9.6 [8]. Mẫu đài hoa

bụp giấm được cho vào chén cân dùng để xác định độ ẩm,

có nắp và đã được cân bì trước 5 - 10g mẫu thử. Cho chén

chứa mẫu thử (đã mở nắp) vào tủ sấy, sấy ở nhiệt độ 100 –

105°C trong 1 giờ. Cho chén vào bình hút ẩm đến khi

nguội. Đậy nắp và cân. Làm lại nhiều lần đến khi chênh

lệch trọng lượng giữa 2 lần cân không vượt quá 0,5mg.

Độ ẩm (A%) của đài hoa bụp giấm được tính theo công

thức: A% = (T-S)/Px100, trong đó T: số gam của mẫu thử

trước khi sấy và S: số gam của mẫu thử sau khi sấy.

2.2.2. Khảo sát định tính thành phần hóa học

Việc khảo sát thành phần hóa học được thực hiện bằng

các phương pháp khối phổ. Hệ thống khối phổ phân giải

cao Q Exactive Focus Orbitrap MS (Thermo Scientific), và

so sánh số liệu phổ với tài liệu tham khảo [2].

2.2.3. Phân tích tổng polyphenol bằng phương pháp

Ainsworth và Gillespie [3]

Trong bình cầu 25 ml hòa tan 1,0 mg cao tổng chiết

cồn/nước đài hoa bụp giấm trong 1 ml nước cất ở 80°C

trong 30 phút. Dung dịch trên được trộn với 200 µL dung

dịch thuốc thử phenol Folin – Ciocalteu 10% theo thể tích

và dung dịch natri cacbonat 700 mmol/L. Các dung dịch

mẫu, mẫu chuẩn và mẫu trắng được ghi phổ trên máy

UV-VIS Cary 60 ở bước sóng 765 nm. Axit gallic là chất

chuẩn có khoảng nồng độ chuẩn từ 10 – 150 µL với hệ số

điều chỉnh Pearson R2 là 0,998 và kết quả định lượng được

tính tương đương theo mg axit gallic (mg GAE).

2.2.4. Phân tích tổng flavonoid bằng phương pháp thuốc

thử Neu [4]

Trong bình cầu 25 ml cho 1 ml dung dịch 25 mg cao

tổng chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm hòa tan trong 1 ml

nước cất ở 80°C trong 30 phút. Sau 24 giờ, lấy 0,5 ml dung

dịch và đưa vào 100 µl dung dịch thuốc thử Neu. Các dung

dịch được ghi bằng thiết bị phổ kế UV-VIS ở bước sóng

404 nm. Dung dịch chuẩn chứa quercetin có nồng độ 0,05

mg/ml được đo với cùng nồng độ dung dịch thuốc thử Neu

để so sánh. Hàm lượng flavonoid định lượng được tính

tương đương theo mg quercetin (mg QE/g cao chiết) theo

công thức C= (0,05 x Achiet/Aquer) x 100/Cchiet (%)

trong đó Achiet và Aquer lần lượt là cường độ hấp thụ của

mẫu chiết và mẫu quercetin chuẩn, Cchiet là nồng độ cao

tổng chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm (25 mg/ml). Dung

dịch chuẩn Neu được pha bằng cách hòa tan 1 g ete của

diphenylboric acid và β-ethylamino trong 100 ml cồn

metanol tuyệt đối.

2.2.5. Đánh giá hoạt tính chống oxy hóa bằng phương

pháp bắt gốc tự do DPPH [5]

Hoạt tính chống oxy hóa của đài hoa bụp giấm được

xác định bằng phương pháp bắt gốc tự do DPPH. Dung môi

phản ứng tối ưu là EtOH và MeOH. Pha dung dịch DPPH

0,6 mM trong MeOH. Mẫu đài hoa bụp giấm được pha

trong MeOH và có nồng độ trong khoảng 5 µg/ml -

24 µg/ml. Lấy 0,5 ml mẫu thử ở các nồng độ khảo sát cho

phản ứng với 0,5 ml dung dịch DPPH. Thêm MeOH vừa

đủ 10 ml (hệ số pha loãng là 20). Hỗn hợp sau khi pha được

để ở nhiệt độ phòng 30 phút. Độ hấp thụ cực đại nằm ở

bước sóng 515 nm. Thời gian đo độ hấp thụ phụ thuộc vào

hàm lượng mẫu đem phản ứng và nhóm tác giả chọn để

mẫu phản ứng 30 phút trước khi đo. Mỗi mẫu được đo 3

lần. Phần trăm ức chế gốc tự do DPPH được tính theo công

thức: I (%) = (Ab – As)/Ab × 100; trong đó Ab là độ hấp

thụ của dung dịch DPPH trong MeOH, As là độ hấp thụ

của dung dịch DPPH còn lại sau phản ứng.



3.1. Độ ẩm mẫu đài hoa bụp giấm tươi

Kết quả xác định độ ẩm của đài hoa bụp giấm tươi

được thể hiện ở Bảng 1. Kết quả cho thấy đài hoa bụp

giấm tươi có độ ẩm trung bình là 89,86% so với khối

lượng đài tươi. Lượng nước cao trong đài hoa bụp giấm

tươi có ảnh hưởng nhiều đến công nghệ chế biến thành

các sản phẩm thực phẩm như trà khô, mứt và đặc biệt là

rượu vang hoa bụp giấm.

Bảng 1. Độ ẩm mẫu đài hoa bụp giấm tươi

Mẫu

Khối lượng mẫu

tươi – Giá trị

trung bình (g)

Khối lượng mẫu

khô – Giá trị trung

bình (g)

Độ ẩm – Giá trị

trung bình (%)

Đài hoa bụp

giấm 10,119 1,026 89,86

3.2. Kết quả xác định thành phần hóa học của cao tổng

chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk bằng phổ

khối phân giải

Bằng phương pháp sắc ký lỏng ghép nối khối phổ phân

giải cao, nhóm tác giả tách các hợp chất trên cột sắc ký

bằng thiết bị sắc ký lỏng và định danh các hợp chất được

tách trong sắc ký đồ khối phổ bằng phổ khối ion mẹ MS và

ion con MS/MS (Hình 1).

Hình 1. Các bước định danh trong sắc ký đồ khối phổ từ

phổ khối ion mẹ MS và ion con MS/MS

Kết quả đã xác định được sự có mặt của 61 hợp chất

được phân trong các nhóm chất trong cao tổng chiết

cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk.

Hình 2. Sắc ký đồ cao tổng chiết cồn/nước đài hoa bụp

giấm tươi Đắk Lắk

Thành phần hóa học định tính và thành phần phần trăm

tổng (theo diện tích pic) của cao tổng chiết cồn/nước đài

hoa bụp giấm (Hibiscus sabdariffa L.) được thể hiện ở

Hình 2 và Bảng 2. Kết quả cho thấy trong cao chiết cồn

nước chứa các nhóm flavonoid, polyphenol, amino axít,

axít hữu cơ, đường và dẫn xuất đường, hydrocacbon,

muối… Trong đó, các amino axit và amin chiếm tỷ lệ cao

nhất (36,44%), tiếp đến là các axit hữu cơ (12,65%),

flavonoid (2,31%), polyphenol (21,85%), este (0,22%),

alkaloid (2,78), hydrocacbon (0,03%), muối (17,30%) và

còn lại là các nhóm hợp chất khác.

Bảng 2. Thành phần hóa học cao tổng cồn/nước

đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk

TT Tên chất Tỷ lệ % KLPT

Thời

gian

lưu

phút

Nhận

danh

Mz

Cloud

Đường và dẫn xuất

của đường 1,48

1 D-(+)-Mannose 1,23 180,063 0,82 93

2 D-(-)-Lyxose 0,25 150,0525 0,99 89 Flavonoid 2,31

3 Epigallocatechingallate 0,01 458,0836 4,69 72

4 Rutin 0,19 610,1526 5,7 92

5 Myricetin 0,37 318,0371 5,96 90

6 Quercetin 1,43 302,0422 6,39 91

7 Quercetin-3β-D-

glucoside 0,17 464,0951 5,71 82

8 Luteolin 0,14 286,0474 6,77 81 Alkaloid 2,78

9 Trigonelline 2,78 137,0475 0,89 91 Hydrocacbon 0,03

10 1,2,3,4-tetramethyl-

1,3-cyclopentadiene 0,03 122,1094 4,79 77

Amino acid và amin 36,44

11 N-Methyl-D-aspartic

acid (NMDA) 0,49 147,053 0,84 80

12 L-Norleucine 1,30 131,0945 0,86 76

13 Betaine 34,03 117,0788 1,01 92

14 Paracetamol 0,05 151,0632 1,5 92

15 L-Phenylalanine 0,10 165,0789 2,69 95

16 2-Amino-1,3,4-

octadecanetriol 0,34 317,2929 8,23 86

17 Prolylleucine 0,08 228,1472 1,42 89

18 D-Sphingosine 0,05 299,2825 8,44 71 Acid hữu cơ 12,65

19 2-Oxoglutaric acid 8,86 146,0212 0,88 78

20 DL-Malic acid 1,54 134,0212 0,89 95

21 Methylmalonic acid 0,15 118,0264 0,9 89

22 6-Hydroxypicolinic acid 0,08 139,0266 1,48 87

23 3-Hydroxy-3-

methylglutaric acid 0,12

162,0524 1,61 86

24 Thymidine 5'-

diphosphate 0,27

402,0229 2,24 75

25 Gentisic acid 0,22 154,0264 3,6 93

26 Isophthalic acid 0,02 166,0263 4,16 93

27 2-(Acetylamino)

hexanoic acid 0,01 173,105 4,55 86

28 2-Methylbenzoic acid 0,05 136,0522 4,72 83

29 Caffeic acid 0,53 180,042 4,72 95

30 2,4-dihydroxybenzoic

acid 0,09 154,0264 4,89 74

31 4-Anisic acid 0,01 152,0471 5,04 77

32 Benzoic acid 0,01 122,0366 5,05 95

33 2-Hydroxycinnamic acid 0,04 164,0472 5,12 89

34 Suberic acid 0,02 174,089 5,27 83

35 Salicylic acid 0,15 138,0314 5,35 93

36 Isoferulic acid 0,06 194,0576 5,68 85

37 Azelaic acid 0,14 188,1046 5,84 96

144 Phùng Văn Trung, Phạm Hồng Ngọc, Nguyễn Thị Hồng Thắm, Ngọ Thị Phương, Lê Ngọc Hùng, Lê Minh Hà

38 Perfluoro-1-butanesulfonic

acid (PFBS) 0,05 299,9499 5,98 96

39 Atenolol acid 0,17 267,1472 6,75 90

40 Hexadecanedioic acid 0,01 286,2141 8,14 96

41 16-Hydroxy

hexadecanoic acid 0,02 272,2351 8,74 95

42 Ursolic acid 0,02 456,3599 8,78 81

43 Stearic acid 0,01 284,2711 9,94 96 Aldehyde 0,55

44 3,5-di-tert-Butyl-4-

hydroxybenzaldehyde 0,04 234,1621 7,6 90

45 2,5-Dihydroxy

benzaldehyde 0,51 138,0314 4,02 88

Phenol 21,85

46 Catechol 0,01 110,0365 3,6 91

47 Gallic acid 0,15 170,0214 2,37 93

48 2,6-Dihydroxybenzoic

acid 0,03 154,0265 3,08 82

49 3-Methoxysalicylic acid 0,28% 168,0422 4,88 88

50 2-Methoxyresorcinol 21,34 140,0471 4,44 77

51 Benzophenone 0,04 182,0732 7,13 85 Muối 17,3

52

4-

Dodecylbenzenesulfo

nate

0,12 326,1912 8,14 95

53 Choline 17,18 103,0996 0,94 89 Ester 0,22

54 1-Stearoylglycerol 0,22 358,3081 9,39 87 Một số chất khác 4,10

55 6,7-Dihydroxy-4-

methylcoumarin 0,54 192,0422 5,23 83

56 Resorcinol

monoacetate 0,02 152,0471 4,4 89

57 7-Hydroxycoumarine 0,86 162,0315 4,44 72

58 Coumarin 0,17 146,0366 4,78 83

59 Erucamide 2,42 337,3344 9,65 90

60 Oleamide 0,05 281,2718 8,41 91

61 Oleoyl-L-α-

lysophosphatidic acid 0,04 436,2586 8,55 93

3.3. Kết quả xác định hàm lượng tổng polyphenol của cao

chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk

Bảng 3. Hàm lượng và thành phần polyphenol trong cao tổng

cồn nước của đài hoa bụp giấm

TT Tên chất

Tỷ lệ % (theo

cao tổng)

Hàm lượng

(mg GAE/g cao)

Tổng phenol (%) trong cao 21,85 7,091

1 Catechol 0,01 0,003

2 Gallic acid 0,15 0,049

3 2,6-Dihydroxybenzoic acid 0,03 0,010

4 3-Methoxysalicylic acid 0,28 0,091

5 2-Methoxyresorcinol 21,34 6,925

6 Benzophenone 0,04 0,013

Tổng hàm lượng polyphenol có trong cao tổng cồn

nước của đài hoa bụp giấm tươi xác định bằng phương pháp

thuốc thử phenol Folin – Ciocalteu là 7,09 mg GAE/g.

Bằng phương pháp HPLC – QTOF, nhóm tác giả đã xác

định được từng hoạt chất và tỷ lệ % của mỗi hoạt chất trên

trong tổng polyphenol (Bảng 3) và từ đó xác định định

lượng hàm lượng của từng polyphenol trong cao tổng cồn

nước của đài hoa bụp giấm dựa vào tổng hàm lượng

polyphenol được xác định. Kết quả được thể hiện ở Bảng

3. Các polyphenol có trong các cây dược liệu có tính chất

chống oxy hóa rất quan trọng để hỗ trợ điều trị các bệnh về

gan, dạ dày cũng như các bệnh về tim mạch, suy giảm trí

nhớ, tăng cường sức khỏe [6].

3.4. Kết quả xác định hàm lượng tổng flavonoid của cao

chiết cồn/nước đài hoa bụp giấm tươi Đắk Lắk

Nhóm tác giả đã tiến hành xác định hàm lượng tổng

flavonoid có trong cao tổng cồn nước của đài hoa bụp giấm

tươi theo phương pháp thuốc thử Neu. Kết quả cho thấy,

hàm lượng tổng flavonoid có trong cao tổng cồn nước của

đài hoa bụp giấm tươi là 3,45 mg QE/g. Bằng phương pháp

HPLC – QTOF, nhóm tác giả đã xác định được từng hoạt

chất và tỷ lệ % của mỗi hoạt chất trên trong tổng flavonoid

(Bảng 4), từ đó, nhóm tác giả định lượng hàm lượng của

từng flavonoid trong cao tổng cồn nước của đài hoa bụp

giấm dựa vào tổng hàm lượng flavonoid được xác định. Kết

quả được thể hiện ở Bảng 4. Các flavonoid có trong các cây

dược liệu thường thể hiện hoạt tính kháng viêm, kháng

khuẩn, chống oxy hóa và tiêu độc rất mạnh, dùng để hỗ trợ

điều trị các bệnh về huyết áp, tiểu đường và cúm [6].

Bảng 4. Hàm lượng và thành phần flavonoid trong cao tổng cồn

nước của đài hoa bụp giấm tươi

TT Tên chất Tỷ lệ %

(theo cao)

Hàm lượng

(mg QE/g cao)

Tổng flavonoid (%) trong cao 2,62 3,45

1 Epigallocatechin gallate 0,01 0,01

2 Rutin 0,43 0,57

3 Myricetin 0,44 0,58

4 Quercetin 1,43 1,88

5 Quercetin-3β-D-glucoside 0,17 0,22

6 Luteolin 0,14 0,19

3.5. Hoạt tính chống oxy hóa của cao tổng chiết

cồn/nước đài hoa bụp giấm

Kết quả thử hoạt tính chống oxy hóa trên hệ DPPH cho

thấy, cặn chiết cồn nước thể hiện hoạt tính chống oxy hóa

với giá trị SC50 là 128,2µg/ml. Giá trị SC50 của mẫu đài

hoa bụp giấm tươi thu tại Đắk Lắk cho giá trị thấp hơn

nhiều so với các mẫu được thu tại châu Phi là 0,24 mg/ml

[7]. Lý do chính của kết quả khó so sánh là do đài hoa bụp

giấm được sử dụng trong công bố trên là mẫu khô. Hoạt

tính chống oxy hóa của các hoạt chất phenol, flavonoid

trong mẫu đài hoa bụp giấm tươi liên quan tới khả năng hấp

thụ và trung hòa các gốc tự do nên là chỉ tiêu quan trọng để

đánh giá hoạt tính sinh học.

4. Kết luận

Bằng kỹ thuật sắc ký lỏng phân giải cao ghép nối khối

phổ gồm: Sắc ký lỏng Ultimate 3000 RSLC và khối phổ

phân giải cao Q Exactive Focus Orbitrap MS (Thermo

Scientific) và phát hiện các hợp chất dựa trên mzCloud

bằng việc ghép nối khối phổ MS/MS từ thư viện dữ liệu

phổ HRAM MS2 Spectral Libratory Match-mzCloud, 61


hợp chất đã được phát hiện có mặt trong cao tổng cồn nước

của đài hoa bụp giấm tươi (Hibiscus sabdariffla L.) được

thu hoạch tại Đắk Lắk vào tháng 9 năm 2016. Các nhóm

hợp chất chính có mặt trong cao chiết là amino axit và

amin, tiếp đến là các axit hữu cơ. Các nhóm hoạt chất có

hoạt tính sinh học cao cũng có mặt trong cao chiết là

flavonoid, polyphenol ở tỷ lệ thấp hơn. Hàm lượng đường

có trong cao chiết tổng cồn/nước khá thấp là 1,48 % nhưng

lại gây khó khăn khi chưng cất loại dung môi do dễ tạo bọt.

Các kết quả phân tích định lượng tổng hàm lượng

polyphenol bằng thuốc thử phenol Folin – Ciocalteu trong

dung dịch chiết cồn/nước là 7,09 mg GAE/g và tổng

flavonoid bằng thuốc thử Neu là 3,45 mg QE/ g cao tổng

cồn nước của đài hoa tươi. Từ kết quả phân tích sắc ký lỏng

khối phổ phân giải cao, nhóm tác giả cũng đã xác định hàm

lượng từng polyphenol và flavonoid trong các phân đoạn

trên. Kết quả nghiên cứu cho thấy sắc ký lỏng phân giải cao

ghép nối khối phổ là phương pháp hữu hiệu, nhanh và đơn

giản, có độ chính xác cao để nhận dạng và xác định thành

phần hóa học của cao chiết tổng và các cao chiết phân đoạn

của các dược liệu.

Lời cám ơn: Nhóm tác giả cám ơn Dự án Đầu tư xây

dựng phòng thí nghiệm chuyên ngành hóa dược đã đầu tư

thiết bị và kinh phí để thực hiện bài báo này. Cảm ơn Công

ty Năng lượng xanh đã cung cấp mẫu đài hoa bụp giấm để

thực hiện nghiên cứu này.


[1] Cissé, M., Dornier, M., Sakho, M., Ndiaye, A., Reynes, M., Sock, O., “Le bissap (Hibiscus sabdariffa L.): Composition et principales

utilisations”, Fruits, 64 (3), 2009, pp. 179–193.

[2] Shan Lia, Chuanxing Wan, Lili Hec, Zhigang Yan, Kaishun Wanga,

Muhua Yuana, Zhifeng Zhanga, “Rapid identification and

quantitative analysis of chemical constituents of Gentiana veitchiorum by UHPLC-PDA-QTOF-MS”, Rev. bras. Farmacogn,

Vol. 27, No. 2, 2017, pp. 188 – 194.

[3] Siriwoharn T., Wrolstad R.E., Finn C.E., “Influence of cultivar,

maturity, and sampling on blackberry (Rubus L. Hybrids)

anthocyanins, polyphenolics, and antioxidant properties”, Journal of Agricultural and Food Chemistry, Vol. 52, 2004, pp. 8021 – 8030.

[4] Hariri E. B., Sallé G., Andary C., “Involvement of flavonoids in the

resistance of two poplar cultivars to mistletoe (Viscum album L.)”,

Protoplasma, 162 (1), 1991, pp. 20-26.

[5] T. Andzi BarhéG.R.Feuya Tchouya, “Comparative study of the anti-

oxidant activity of the total polyphenols extracted from Hibiscus

Sabdariffa L., Glycine max L. Merr., yellow tea and red wine through reaction with DPPH free radicals”, Arabian Journal of

Chemistry, Vol. 9, Issue 1, 2016, pp. 1-8.

[6] Mahadevan S., Pradeep K., “Hibiscuss sabdariffa Linn – an

overview”, Natural product Radiance, 8(1), 2009, pp. 77 - 83.

[7] Obouayeba Abba Pacôme, Djyh Nazaire Bernard, Diabate Sékou,

Djaman Allico Joseph, N'Guessan Jean David, Kone Mongomaké

và Koukou Tanoh Hilaire, “Phytochemical and antioxidant activity of Roselle (Hibiscus Sabdariffa L.) petal extracts”, Research Journal

of Pharmaceutical, Biological and Chemical Sciences, 5(2), 2014,

pp. 1453 - 1465.


http://www.scielo.br/scielo.php?script=sci_arttext&pid=S0102-695X2017000200188#aff1






http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1878535214003268#!

http://www.sciencedirect.com/science/article/pii/S1878535214003268#!

http://www.sciencedirect.com/science/journal/18785352

http://www.sciencedirect.com/science/journal/18785352

http://www.sciencedirect.com/science/journal/18785352/9/1

lời nói đầu - tapchikhcn.udn.vntapchikhcn.udn.vn/ortherfile/2018_4_3_14_22_884so...

Documents