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.

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 7(92).2015

KHOA HỌC KỸ THUẬT

Xây dựng mô hình thí nghiệm đo đạc chiều sâu xói cục bộ tại trụ cầu theo thời gian thực Setting experiment model for measurement of local scour depth at bridge pier in real time Đặng Việt Dũng 1

Cải tiến phương pháp điều khiển máy điện không đồng bộ nguồn kép khi điện áp mất đối xứng Modified control for doubly fed induction generators under unbalanced voltage Nguyễn Thanh Hải, Võ Viết Cường 6

Nghiên cứu dùng phụ gia khoáng puzơlan Quảng Ngãi để thay thế cho một phần xi măng trong bê tông Application of pozzolanic mineral admixture at Quang Ngai to partly replace portland cement in concrete Nguyễn Văn Hướng, Nguyễn Văn Tươi, Nguyễn Thị Lộc, Phạm Cường 11

Nghiên cứu ảnh hưởng của một số thông số công nghệ đến độ nhám bề mặt chi tiết gia công trên máy mài phẳng Study of the effect of technology parameters on roughness in surface grinding Nguyễn Tuấn Nhân, Lưu Đức Bình 16

Hoàn thiện quản lý thực hiện dự án xây dựng tại Việt Nam nhìn từ các hình thức thực hiện dự án ở các nước phát triển Strengthening construction project management in Vietnam from a critical review of project deliveries in developed countries Hồ Thị Kiều Oanh, Lê Thị Kim Oanh 20

Sử dụng cát trắng địa phương chế tạo bê tông nhẹ The use of local white sand in making lightweight concrete Đỗ Thị Phượng 25

Nghiên cứu các chỉ số độ tin cậy cung cấp điện điện lực Thanh Khê – Thành phố Đà Nẵng A research on reliability indices at Thanh Khe power – Da Nang city Đinh Thành Việt, Trần Hồng Quân 30

Động học và điều khiển nhiệt độ điểm sương trong buồng sấy giấy Dynamics and dew point temperature control in the paper drying section Trần Kim Quyên, Đoàn Quang Vinh, Lê Khắc Trường 36

Nâng cao chất lượng khâu điều khiển PI cho hệ thống truyền động với ghép nối đàn hồi Advancing PI controller quality for driver system with an elastic joint Trần Văn Thân 41

Tính chất cơ lý đất đá ven biển Quảng Nam và ảnh hưởng đến công tác xây dựng công trình Physical-mechanical properties of rock and soil in the coastal region in Quang Nam and their influences on the construction Nguyễn Thị Ngọc Yến, Đỗ Quang Thiên 45

Giải pháp ứng dụng hệ thống giám sát và điều khiển trong quy trình phục hồi ắc quy axit chì Application of mornitoring and control system to lead-acid battery refurbishment process Đoàn Anh Tuấn, Nguyễn Dương Tuấn 51

Phân tích hiệu quả nâng cấp tải trọng khai thác của cầu bê tông cốt thép bằng vật liệu composite Analysis of efficiency in upgrading service loads of reinforced concrete bridges by composite materials Nguyễn Hữu Tuân, Trần Đình Hoàng 56

Bàn về phương pháp điều khiển tích cực loại bỏ nhiễu (ADRC) Discussion on the active disturbance rejection control (ADRC) method Phạm Văn Tuynh, Trần Văn Kiên 61

Nghiên cứu phương pháp tách phân tử acid nucleic từ mẫu phẩm sinh học bằng hạt nano sắt từ Research on a method of nucleic acid isolation from biological samples using ferromagnetic nano particles Nguyễn Tường Vân, Phạm Thị Thu Vân, Ngô Diệu Quỳnh, Đặng Đức Long 66

Lựa chọn thiết bị facts nhằm chống cộng hưởng dưới đồng bộ cho nhà máy nhiệt điện Vũng Áng I, II Selection of facts device to prevent subsynchronous resonance at Vung Ang I, II thermal power plants Đinh Thành Việt, Nguyễn Hồng Anh, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành 71

KHOA HỌC TỰ NHIÊN

Nghiên cứu đặc điểm và sự biểu hiện của các gen β-cyanoalanine synthase của cây sắn (Manihot esculenta Crantz) bằng các phương pháp tin sinh học Researching characteristics and expressions of β-cyanoalanine synthase genes in the cassava (Manihot esculenta Crantz) via bioinformatic methods Cao Phi Bằng 76

Hiện trạng và sự biến động rừng ngập mặn tại huyện Núi Thành, tỉnh Quảng Nam giai đoạn 1990 – 2010 Status and fluctuations of mangrove forest in Nui Thanh district, Quang Nam province in period 1990 – 2010 Đoạn Chí Cường, Phạm Tài Minh, Hồ Đắc Thái Hoàng, Lê Văn Hoàng, Võ Thị Hồng Linh 80

Nghiên cứu cường độ và vi cấu trúc của vật liệu geopolymer từ hỗn hợp bùn đỏ - tro bay Studying the strength and microstructure of geopolymer material derived from red mud – fly ash mixture Nguyễn Văn Dũng 85

Khảo sát khả năng sinh IAA của các chủng vi sinh vật phân hủy lông gà và ứng dụng dịch thủy phân lông gà làm chất kích thích sinh trưởng thực vật A study of IAA producing ability of chicken feather biodegradation bacteria and application of feather lysate as plant growth promoting agent Tạ Ngọc Ly, Quách Thị Toán, Trương Văn Thiên 89

Ảnh hưởng của phương pháp tồn trữ củ khoai lang tím đến sự tổn thất sau thu hoạch The effects of storage methods on the losses of post-harvest purple sweet potato Tạ Thị Tố Quyên, Huỳnh Thị Kim Cúc, Nguyễn Thị Thu Thuỳ, Trương Thị Minh Hạnh, Đào Hùng Cường 93

Đặc điểm sinh học sinh sản ngao ô vuông periglypta puerpera (linnaeus, 1771) The characteristics of reproductive biology of youthful venus periglypta puerpera (linnaeus, 1771) Nguyễn Xuân Sinh, Nguyễn Quang Hùng 98

KHOA HỌC Y, DƯỢC

Đánh giá hiệu quả ứng dụng real-time PCR trong chẩn đoán và điều trị bệnh nhân nhiễm hepatitis B virus (HBV) mạn tính tại bệnh viện đa khoa tỉnh Bình Định Evaluation on efficacy of real-time PCR application in diagnosis and treatment for patients with chronic hepatitis B virus in Binh Dinh provincial general hospital Lê Thị Phượng 104

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 1

XÂY DỰNG MÔ HÌNH THÍ NGHIỆM ĐO ĐẠC CHIỀU SÂU XÓI CỤC BỘ TẠI TRỤ CẦU THEO THỜI GIAN THỰC

SETTING EXPERIMENT MODEL FOR MEASUREMENT OF LOCAL SCOUR DEPTH AT BRIDGE PIER IN REAL TIME

Đặng Việt Dũng

Tổng Hội Xây dựng Việt Nam

Tóm tắt - Lựa chọn mô hình thủy lực nhằm thỏa mãn các yếu tốcủa lý thuyết tương tự để giúp các nhà nghiên cứu xây dựng đượccông thức tính phù hợp với điều kiện thực tiễn là một thách thứclớn đặt ra cho nhiều nhà khoa học. Bài báo này giới thiệu mô hìnhthí nghiệm đo đạc chiều sâu xói cục bộ tại trụ cầu Hòa Phước, ĐàNẵng theo thời gian thực. Mô hình này được thiết kế có kích thướctheo đúng nguyên mẫu thực tế, cung cấp số liệu đồng thời, vì vậysẽ khắc phục được các nhược điểm của mô hình thủy lực xây dựngtrong phòng thí nghiệm. Kết quả đo đạc các yếu tố gây xói đặc biệtvào thời điểm có lũ làm cơ sở để đề xuất lựa chọn công thức dựbáo chiều sâu xói cục bộ tại trụ cầu ở Việt nam.

Abstract - Selecting the hydraulic model to satisfy the elements ofthe similar theory to help researchers build formulas that suitpractical conditions is a major challenge posed to many scientists.This paper introduces experimental model for measurements oflocal scour depth at piers Phuoc Hoa, Da Nang in real time. Thismodel is designed with size according to the actual prototypes,providing simultaneous data, thus overcoming the disadvantagesof hydraulic models built in the laboratory. The results ofmeasurement of the factors causing local scour especially in timesof flooding are used as the basis for selection formulas proposedto forecast local scour depth at bridge piers in Vietnam.

Từ khóa - mô hình thủy lực, xói cục bộ, thời gian thực, yếu tố gâyxói, công thức dự báo

Key words - hydraulic model, local scour, real time, factor causingerosion, forecasting formula

1. Đặt vấn đề

Hầu hết các công thức dự báo chiều sâu xói cục bộ tại trụ cầu đang được sử dụng rộng rãi trên thế giới hiện nay đều là công thức thực nghiệm hoặc bán thực nghiệm. Dựa trên lý thuyết tương tự, các nhà khoa học xây dựng các mô hình thủy lực trong phòng thí nghiệm để tìm ra các mối quan hệ giữa các yếu tố gây ra xói cục bộ tại trụ cầu. Từ đó xây dựng nên công thức dự báo chiều sâu xói. Kết quả khảo sát chỉ ra rằng, riêng đối với phương pháp vật lý hiện nay có 28 công thức dự báo chiều sâu xói cục bộ tại trụ cầu. Các công thức thực nghiệm mà các tác giả đưa ra có rất nhiều dạng khác nhau. Tùy theo quan điểm của từng tác giả cho rằng yếu tố nào ảnh hưởng đến quá trình xói là quan trọng hơn mà các tham số khác nhau được đưa vào công thức tính toán. Với sự đa dạng của các công thức tính xói dẫn đến kết quả tính xói rất khác nhau. Không chỉ có sự sai khác về kết quả tính xói giữa các công thức tính xói với nhau, mà còn có sự sai khác giữa kết quả tính xói theo các công thức đề nghị với kết quả đo đạc chiều sâu xói theo thực tế [1]. Đây là hạn chế lớn trong việc lựa chọn công thức phù hợp để đưa vào tiêu chuẩn tính xói cục bộ cho trụ cầu, cũng như kiểm định sự ổn định của móng trụ cầu. Nguyên nhân dẫn đến sự sai khác này chính là do các mô hình thí nghiệm thủy lực không thỏa mãn đầy đủ các điều kiện của lý thuyết tương tự, bao gồm tương tự hình học, tương tự động học và tương tự động lực, có sai số đo đạc trong mô hình như sai số khi chuyển số liệu đo được trong mô hình thí nghiệm ra thực tế [2]; [3]. Bài báo này giới thiệu mô hình thí nghiệm đo đạc các yếu tố hình thành xói cục bộ theo thời gian thực được lắp đặt trên sông thiên nhiên của nhóm yác giả đề tài cấp Bộ do TS. Đặng Việt Dũng thuộc Sở GTVT Đà Nẵng làm Chủ nhiệm (được chế tạo, lắp đặt tại cầu Hòa Phước qua sông Cái, thành phố Đà Nẵng). Mô hình này được thiết kế có kích thước theo đúng nguyên mẫu thực tế, vì vậy sẽ khắc phục được các nhược

điểm của mô hình thủy lực xây dựng trong các phòng thí nghiệm. Kết quả đo đạc chiều sâu xói thực tế theo thời gian thực, đặc biệt vào thời điểm có lũ và đo đạc các yếu tố hình thành và phát triển của xói như chiều sâu dòng chảy, vận tốc dòng chảy sẽ làm cơ sở để đề xuất lựa chọn công thức dự báo chiều sâu xói cục bộ tại trụ cầu và phát triển các nghiên cứu thiết bị đo xói có thể áp dụng cho các công trình cầu ở Việt Nam.

2. Mô hình thí nghiệm

2.1. Yêu cầu

- Có kích thước bằng nguyên mẫu thực tế;

- Đo đạc được hầu hết các chỉ tiêu là các yếu tố gây ra xói cục bộ tại trụ cầu;

- Thu thập số liệu theo thời gian thực, cùng thời điểm và được lưu trữ trong khoảng thời gian nhất định phục vụ việc xử lý;

- Đo đạc trong mọi điều kiện thời tiết;

- Đơn giản dễ sử dụng và kinh phí duy tu bảo dưỡng thấp.

2.2. Các số liệu cần thu thập

Chiều sâu dòng chảy, vận tốc dòng chảy, cao độ đáy sông, điều kiện địa chất và thời gian đo đạc.

2.3. Mô tả mô hình thí nghiệm

2.3.1. Sơ đồ nguyên lý hoạt động

Mô hình thí nghiệm có ba bộ phận chính, bao gồm bộ phận đo đạc các yếu tố hình thành xói, bộ phận truyền số liệu trực tuyến và bộ phận tiếp nhận và lưu trữ số liệu. Sau khi đo đạc các số liệu tại hiện trường, các thiết bị sẽ tự động gửi số liệu đo về bộ nhớ, người khảo sát có thể khai thác số liệu trực tuyến thông qua mạng internet (Hình 1).

2 Đặng Việt Dũng

Hình 1. Sơ đồ nguyên lý hoạt động của mô hình thí nghiệm

2.3.2. Cấu tạo của mô hình thí nghiệm

- Trụ cầu mô phỏng

Kết cấu chính: Bằng ống thép đường kính 1,0m, dày 10mm; chiều dài ống khoảng 8m, đảm bảo đáy đóng sâu vào nền tự nhiên tối thiểu 3,0m; đỉnh ống vượt qua mực nước lũ năm 2013 (+4,21m). Tăng cường độ ổn định của ống bằng hệ thống ray.

Kết cấu phụ trợ: Bao gồm hệ thống sàn công tác bố trí trên đỉnh ống để đặt các thiết bị; hệ thống thanh giá gắn thiết bị cảm biến đo cao độ và vận tốc;

- Thiết bị cảm biến

Các cảm biến đo độ sâu của lòng sông (đo chiều sâu xói) và chiều sâu dòng chảy được lắp đặt trên giá đỡ đặt ở trước và bên hông trụ cầu, cách đáy sông 2,59 m để đo cao độ đáy sông và chiều sâu dòng chảy theo thời gian thực. Các cảm biến có thể trượt theo phương ngang để đo được nhiều vị trí quanh trụ. Giá trị đo được gởi về bộ điều khiển thu thập dữ liệu để kết nối về máy tính.

Cảm biến đo vận tốc dòng chảy: Được lắp đặt trên giá đỡ đặt ở trước trụ cầu, và có thể trượt dọc lên/ xuống theo giá đỡ để đo vận tốc nước ở các cao độ khác nhau của dòng chảy. Giá trị đo được sẽ gởi về bộ điều khiển và thu thập dữ liệu để kết nối về máy tính. Cảm biến vận tốc được bố trí cách trụ thí nghiệm với khoảng cách đủ lớn để số đo vận tốc dòng chảy không bị ảnh hưởng bởi sự có mặt của trụ cầu.

- Hệ thống thu thập và truyền dẫn dữ liệu

Bộ dữ liệu này được kết nối với Modem 3G để gởi dữ liệu thông qua Internet. Bộ điêu khiển sẽ thu thập dữ liệu theo tần suất cài đặt. Tần suất lấy số liệu được mặc định là 15 phút. Cứ sau mỗi 15 phút bộ điều khiển sẽ lấy số liệu từ bộ cảm biến đo độ sâu đáy sông và lưu vào vùng nhớ dữ liệu (DataLog).

Mỗi ngày bộ điều khiển sẽ lưu dữ liệu vào 1 tập tin với tên như sau: DataLog_ddmm (dd = ngày, mm = tháng). Ví dụ: Ngày 01 tháng 4 sẽ lưu vào tập tin tên: DataLog_0104.csv. Các dữ liệu này sẽ lưu tối đa 10 ngày, đến ngày thứ 11 bộ điều khiển sẽ tự động xóa tập tin cũ nhất và tạo ra tập tin mới cho ngày thứ 11.

- Hệ thống cung cấp năng lượng cho toàn bộ hệ thống cảm biến và bộ thu thập dữ liệu là hệ thống pin năng lượng mặt trời, acquy. Trong trường hợp hệ thống hoạt động ở chế độ tiết kiệm thì pin có thể cung cấp nguồn trong thời gian 90 giờ. Có thể mở rộng nhiều giờ hơn bằng cách thêm Acquy (Hình 2).

Hình 2. Sơ đồ cấu tạo của mô hình thí nghiệm

- Máy tính: Thu thập dữ liệu từ xa: đọc dữ liệu từ xa thông qua mạng internet; có thể dùng các thiết bị khác như smartphone để truy cập.

2.4. Các thiết bị được sử dụng trong mô hình

TT Mã hàng Mô tả ĐVT SL Hãng sx Xuất xứ

1 B970 Router 3G gắn sim trực tiếp

bộ 1 Huewei China

2 USB-3G USB 3G bộ 1 Viettel China

3 6ES7211-1BD30-0XB0

Bộ điều khiển S71200, CPU

1211C AC/DC/RLY

bộ 1 Siemens China

4 HFD700 Cảm biến đo độ sâu đáy sông,

output 4-20mA cái 1 Honda Japan

5 Hydrologi

cal Cảm biến đo tốc

độ dòng chảy Cái 1

Hydrological Australia

6 Pin50w Pin mặt trời 50W, 12V

tấm 2 RedSun Việt Nam

7 PWM Solar

charger

Bộ điều khiển sạc pin năng

lượng mặt trời cho acquy 24VDC

bộ 1 Việt Nam Việt Nam

8 Thunder

NS60 Acqui kín khí,

45Ah, 12V bộ 2 GS Việt Nam

9 Tủ

400x600x250

Vỏ tủ điện lắp thiết bị kt

400x600x250, tôn dày 1.2mm

tủ 2 Việt Nam Việt Nam

10 LM2596A

DJ-BOARD

Bộ chuyển đổi nguồn điện

24VDC/5VDC, 3A

bộ 1 Việt Nam Việt Nam

Máy tính xử lý dữ liệu

Hệ thống truyền dẫn

Hệ thống thiết bị đo chiều sâu xói và vận tốc dòng chảy

Pin mặt trời

Acquy

Sạc pin mặt trời

Bộ điều khiển

Máy tính

Bộ cảm biến đo độ sâu lòng sông

Lòng sông

Modem3G

USB 3G

Mạng VPN riêng ảo

Cảm biến đo vận tốc nước

Cảm biến đo mực nước

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 3

3. Chế tạo và lắp đặt mô hình thí nghiệm ở hiện trường

3.1. Lựa chọn địa điểm lắp đặt thiết bị thí nghiệm

Địa điểm được lựa chọn phải đảm bảo các yêu cầu: dòng sông thẳng; mặt cắt không quá lớn, gần công trình cầu vượt sông; đáy sông ổn định; địa chất đáy không phức tạp. Từ các yêu cầu này, địa điểm được lựa chọn để lắp đặt mô hình thí nghiệm nằm giữa sông Cái, gần khu vực cầu Hòa Phước, huyện Hòa Vang, thành phố Đà Nẵng.

3.2. Thời điểm lắp đặt

Thời điểm lắp đặt được lựa chọn là tháng 7.2014 để đảm bảo không bị ảnh hưởng bởi lũ lụt. Do điều kiện về thời gian nhập thiết bị, nên quá trình lắp đặt kéo dài đến hết tháng 11.2014.

3.3. Thiết kế mô hình (Hình 3)

Hình 3. Sơ đồ bố trí mô hình

3.4. Gia công và chế tạo

Các bộ phận của mô hình được gia công ở trong xưởng, sau đó mới đem ra lắp đặt tại hiện trường. Một số thiết bị chủ yểu được nhập ngoại.

3.5. Lắp đặt ở hiện trường

Việc lắp đặt ở hiện trường được tiến hành theo trình tự sau:

- Lắp đặt trụ cầu mô phỏng được thực hiện bằng xà lan, cẩu và máy rung;

- Lắp đặt hệ thống giá đỡ, sàn công tác;

- Lắp đặt các thiết bị cảm biến đo sâu và đo vận tốc

- Lắp đặt hệ thống lưu trữ số liệu, hệ thống cung cấp điện và cảnh báo tàu;

- Sơn chống hà, sơn đánh dấu cao độ mực nước (Hình 4).

Hình 4. Vận chuyển và lắp đặt thiết bị ngoài hiện trường

3.6. Vận hành thử nghiệm

Vận hành thử nghiệm được thực hiện trong thời gian là 1 tháng (tháng 8.2014), gồm các công việc sau:

- Đo đạc cao độ đáy sông quanh trụ cầu sau khi hoàn thiện việc lắp đặt thiết bị. Việc đo đạc được thực hiện bằng máy siêu âm đo sâu cầm tay Hondex PS -7. Phạm vi đo xung quanh trụ, cách tim trụ chỗ gần nhất là 1,5m.

- Xây dựng phần mềm phân tích số liệu, gồm các trường: thời gian đo, cao độ đáy sông (trước và mặt bên của trụ), vận tốc dòng chảy, chiều sâu dòng chảy. Kết quả được xuất dưới dạng biểu đồ hoặc bản excell.

- Điều chỉnh các vị trí của cảm biến để đo vận tốc dòng chảy và cao độ đáy cho phù hợp (Hình 5).

Hình 5. Thiết bị lắp đặt hoàn chỉnh

4. Kết quả đo đạc

4.1. Phương thức lấy số liệu

Các số liệu đo được truyền về bộ điều khiển theo khoảng thời gian cài đặt. Sử dụng Modem 3G, mạng riêng ảo VPN, người sử dụng có thể truy cập trực tuyến bằng cách mở trình

4 Đặng Việt Dũng

duyệt IE (Internet Explorer), nhập vào địa chỉ sau: http://172.16.2.217:8000/Portal/Portal.mwsl?PriNav=DataLog. Download để tải các tập tin lưu trữ theo ngày tương ứng về máy tính.

4.2. Các kết quả đo đạc

- Dưới dạng hình ảnh (Hình 6):

Hình 6. Đo giá trị tức thời

- Dưới dạng đồ thị (Hình 7.1, 7.2, 7.3, 7.4):

Hình 7.1. Độ sâu 1

Hình 7.2. Độ sâu 2

Hình 7.3. Mực nước tổng

Hình 7.4. Vận tốc dòng chảy ở thượng lưu mũi trụ

- Dưới dạng bảng thống kê:

STT Thời gian Độ sâu 1 (m)

Độ sâu 2 (m)

Mực nước

sensor (m)

Mực nước

tổng (m)

Tốc độ dòng chảy (m/s)

58 2015-06-16

14:15 2.653 2.814 0.706 3.359 0

59 2015-06-16

14:30 2.653 2.809 0.68 3.333 0

60 2015-06-16

14:45 2.653 2.81 0.654 3.307 0

61 2015-06-16

15:00 2.653 2.804 0.626 3.278 0.281

62 2015-06-16

15:15 2.653 2.809 0.584 3.237 0.23

63 2015-06-16

15:30 2.653 2.804 0.54 3.193 0.166

64 2015-06-16

15:45 2.653 2.803 0.526 3.179 0.026

65 2015-06-16

16:00 2.653 2.812 0.513 3.166 0.013

66 2015-06-16

16:15 2.653 2.812 0.501 3.153 0.23

67 2015-06-16

16:30 2.653 2.811 0.486 3.139 0.013

68 2015-06-16

16:45 2.654 2.804 0.473 3.127 0.46

69 2015-06-16

17:00 2.656 2.804 0.485 3.14 0.486

70 2015-06-16

17:15 2.657 2.812 0.487 3.143 0.23

71 2015-06-16

17:30 2.653 2.819 0.513 3.166 0.307

72 2015-06-16

17:45 2.653 2.828 0.489 3.142 0.319

73 2015-06-16

18:00 2.657 2.828 0.488 3.145 0.141

74 2015-06-16

18:15 2.658 2.83 0.483 3.14 0.409

75 2015-06-16

18:30 2.658 2.825 0.511 3.168 0.064

Ghi chú:

- Độ sâu 1 là khoảng cách từ cảm biến đo sâu bố trí ở

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 5

thượng lưu mũi trụ đến cao độ đáy sông;

- Độ sâu 2 là khoảng cách từ cảm biến đo sâu bố trí ở mặt bên của trụ đến cao độ đáy sông;

- Mực nước sensor là khoảng cách từ cảm biến đo sâu bố trí ở thượng lưu mũi trụ đến cao độ mặt nước;

- Mực nước tổng = Độ sâu 1+ Mực nước sensor là chiều sâu dòng chảy ở thượng lưu mũi trụ;

- Tốc độ dòng chảy là vận tốc dòng chảy ở thượng lưu mũi trụ.

4.3. Nhận xét, đánh giá

- Dạng dữ liệu bằng hình ảnh cho phép người dùng có thể theo dõi quá trình hoạt đông của thiết bị, kịp thời điều chỉnh hoặc sửa chữa khi thiết bị gặp phải sự cố, như cây trôi, mất điện.

- Dạng dữ liệu đồ thị cho phép đánh giá sự thay đổi và mối quan hệ của cao độ đáy sông, chiều sâu dòng chảy cũng như vận tốc dòng chảy. Từ đó xác định sự ảnh hưởng của các yếu tố gây xói đến chiều sâu xói cục bộ.

- Dạng dữ liệu thống kê là cơ sở để so sánh giữa kết quả tính toán theo các công thức dự báo chiều sâu xói lớn nhất với diễn biến thực tế của xói cục bộ xảy ra trên sông thiên nhiên.

5. Kết luận

- Mô hình thí nghiệm đo đạc chiều sâu xói cục bộ tại trụ cầu trên sông thiên nhiên theo thời gian thực đảm bảo

độ tin cậy và thể hiện đúng bản chất của hiện tượng xói cục bộ tại trụ cầu:

Mô hình trên sông đã khắc phục được các nhược điểm của mô hình trong phòng thí nghiệm, bao gồm đảm bảo thỏa mãn đầy đủ các điều kiện của lý thuyết tương tự như tương tự hình học, tương tự động học và tương tự động lực; loại bỏ được sai số đo đạc trong mô hình, sai số do hạn chế của điều kiện thí nghiệm thường dẫn đến việc thay đổi bản chất vật lý của quá trình hình thành và phát triển của hố xói.

Số lượng mẫu thí nghiệm là vô cùng lớn, được thu thập liên tục, đồng thời và không bị hạn chế về mặt thời gian, không chịu ảnh hưởng của điều kiện thời tiết; có thể xác định độ sâu cũng như vận tốc nước tại bất kỳ vị trí nào quanh trụ cầu mô phỏng. Đó là dữ liệu quan trọng để đánh giá quá trình xói.

- Mô hình cần tiếp tục phát triển bằng cách thay đổi hình dạng trụ, bổ sung thêm các cảm biến đo sâu, đo vận tốc dòng chảy để đánh giá đầy đủ các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình xói và tăng độ chính xác khi tiến hành đánh giá các công thức dự báo xói.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Đặng Việt Dũng, “Nghiên cứu xây dựng phương pháp tính xói cục bộ trụ cầu”, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng 2011.

[2] Lương Phương Hậu, Trần Đình Hợi, Lý thuyết thí nghiệm mô hình công trình thủy, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2003.

[3] Yalin. M.S. Theory of Hydraulic models, TheMacmilla Press LTD, London, 1971.

(BBT nhận bài: 11/07/2015, phản biện xong: 28/07/2015)

6 Nguyễn Thanh Hải, Võ Viết Cường

CẢI TIẾN PHƯƠNG PHÁP ĐIỀU KHIỂN MÁY ĐIỆN KHÔNG ĐỒNG BỘ NGUỒN KÉP KHI ĐIỆN ÁP MẤT ĐỐI XỨNG

MODIFIED CONTROL FOR DOUBLY FED INDUCTION GENERATORS UNDER UNBALANCED VOLTAGE

Nguyễn Thanh Hải1, Võ Viết Cường2 1THPT Chuyên Lê Hồng Phong Tp.HCM; hai_nguyenthanh2012@yahoo.com.vn

2Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Tp.HCM; cuongvv@hcmute.edu.vn

Tóm tắt - Bài viết này trình bày sự cải tiến của phương pháp điềukhiển định hướng từ thông stator (SFOC) của máy điện khôngđồng bộ nguồn kép (DFIG) khi trong lưới điện mất đối xứng, sónghài của dòng điện cũng được cải tiến để giảm dao động sóng hài.Thay thế bộ điều khiển PI thông thường thành bộ điều khiển PI mờ(PI+F) để có được giá trị lệnh của dòng rotor; bộ lọc Notch và bộđiều khiển thành phần thứ tự thuận nghịch (SCC) cũng được sửdụng để loại bỏ thành sóng hài bậc hai. Những cải tiến được ápdụng khi điều khiển với vận tốc gió thay đổi. Turbine, máy phát điệnvà bộ điều khiển được mô tả trên phần mềm Matlab/Simulink. Kếtquả mô phỏng cho thấy sự cải thiện đáng kể của các đại lượngđiều khiển công suất tác dụng (P), công suất phản kháng (Q) vàsự ổn định moment trong điều khiển DFIG.

Abstract - This paper presents modified Stator Fed OrientedControl (SFOC) for Doubly Fed Induction Generator (DFIG) in windturbines to reduce torque pulsation during unbalanced voltage;current waveforms are also improved with the decrease inharmonics. The proposed schemes apply multiple ProportionalIntegral (PI) controllers with Fuzzy logic (F) to obtain commandedrotor currents; Notch filters and Sequence Component Controller(SCC) are also used to eliminate the second order harmoniccomponents. The modifications are applied to rotor side converterfor active and reactive power controls of wind turbine. The turbine,generator and control units are also described. The investigation isbased on MATLAB/SIMULINK. Simulation results show improvedstability of active and reactive powers delivered by DFIG.

Từ khóa - DFIG; lưới mất đối xứng; PI Antiwiup; SFOC; fuzzy. Key words - DFIG; grid unbalance; PI Antiwiup; SFOC; fuzzy.

1. Đặt vấn đề

Việt Nam là quốc gia có tiềm năng gió rất lớn, tiềm năng gió VN tốt hơn rất nhiều so với các nước trong khu vực như Lào, Campuchia và Thái Lan cả về chất lượng và số lượng. Việc tận dụng nguồn năng lượng này để sản xuất điện là rất cần thiết trong bối cảnh thiếu hụt năng lượng và tài nguyên khoáng sản bị cạn kiệt. Khoa học kỹ thuật hiện đại cho chúng ta những phương pháp điều khiển rất hữu hiệu và chính xác cao. Về mặt thiết bị, turbine gió cũng được cải tiến rất nhiều, tiêu biểu là máy phát điện gió không đồng bộ nguồn kép (Doubly Fed Induction Generator–DFIG) là một bước phát triển lớn [1]. Về mặt điều khiển, DFIG thường được điều khiển trên nền hai phương pháp chính: Điều khiển dựa trên định hướng từ thông (Flux Oriented Control– FOC) và Điều khiển trực tiếp Công suất (Direct Power Control– DPC) [2, 3]. Trong đó, FOC có các ưu điểm vượt trội như số lần đóng ngắt trực tiếp khi điều khiển được giảm đi rất nhiều so với DPC, giảm đáng kể thiết bị đo lường cảm biến trực tiếp, linh kiện điện tử trong bộ chuyển đổi (back-to-back) đơn giản. Để thuận tiện trong điều khiển và vận hành, điều khiển công suất tác dụng (P) và công suất phản kháng (Q) độc lập trên nền SFOC (Stator Flux Oriented Control) đang được ứng dụng rất nhiều trong điều khiển máy điện gió DFIG [4].

Các công trình nghiên cứu khoa học về phương pháp SFOC rất nhiều. Tuy nhiên, điều khiển SFOC với bộ chỉnh PI+F, bộ lọc Notch và bộ khử sóng hài bậc hai của dòng điện rotor (Sequence Component Controller – SCC) khi nguồn mất đối xứng là một vấn đề đang được quan tâm [5, 6]. Khi nguồn mất đối xứng, các thành phần thứ tự xuất hiện gồm thứ tự thuận, nghịch và không. Trong đó thành phần thứ tự nghịch là tác nhân chính gây ra hiện tượng nhiễu tín hiệu trong điều khiển. Các thành phần sóng hài

bậc 2 tác động làm dòng điện, điện áp biến dạng và ảnh hưởng đến các đại lượng điều khiển P, Q [7, 8]. Các tác động đó làm moment không ổn định, ảnh hưởng trực tiếp lên các bộ phận cơ khí, làm gãy đổ và hư hại lớn cho turbine gió [9, 10]. Ngòai ra, khi nguồn không đối xứng còn tác động đến các turbine gió khác trong nông trại gió do các turbine được kết nối với nhau. Vì vậy, điều khiển độc lập P, Q trong DFIG khi nguồn mất đối xứng với PI-F và bộ SCC là trọng tâm của bài báo này.

2. Phương trình toán học turbine gió

Mô hình toán học của turbine gió với các thông số quan trọng của turbine gió như moment cơ, công suất cơ được thể hiện ở các phương trình toán học.

Công suất cơ đầu cực là:

(1)

Với: ρ = 31,22 (kg/m3);

A=R2(m2);

R(m): Bán kính cánh quạt gió;

vw (m/s): Tốc độ gió trên một vùng diện tích A;

Cp (: Hiệu suất của cánh quạt turbine.

3. Mô hình điều khiển DFIG

3.1. Sơ đồ cấu trúc điều khiển DFIG-SFOC

Cấu trúc sơ đồ điều khiển DFIG-SFOC được thể hiện ở Hình 1, 2 và 3. Hình 2, điều khiển P, Q độc lập với phương pháp SFOC với bộ điều chỉnh PI+F cải thiện rất nhiều bộ điều chỉnh PI [12]. Tuy nhiên, khi nguồn mất đối xứng tác động của thành phần sóng hài bậc hai và thành phần thứ tự nghịch rất lớn làm ảnh hưởng trực tiếp đến

),(2

1 3 pwturb CAvP

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 7

các đại lượng điều khiển. Khử thành phần thứ tự nghịch là cần thiết. Với Hình 3, bộ lọc Notch làm nhiệm vụ trực tiếp khử thành phần 2ωs từ đại lượng điện áp stator Vdqs, dòng điện rotor Idqr và bộ khử thành phần thứ tự nghịch của dòng điện rotor Idqr – đại lượng trực tiếp ảnh hưởng khi nguồn mất đối xứng. Vì vậy, kết quả điều khiển được cải thiện tính ổn định rất nhiều.

Hình 4 biểu diễn đồ thị chuyển đổi trục từ hệ trục tọa độ (abc) sang (αβ) và (dq). Ở đây thể hiện rõ thành phần thứ tự thuận nghịch khi nguồn mất đối xứng (dq)+ là thành phần thứ tự thuận với tần số góc ωs, (dq) - là thành phần thứ tự nghịch với tần số góc -ωs.

Từ Hình 4 ta có thể chuyển đổi các đại lượng từ trục tọa độ (abc) sang (α,β)s, (α,β)r và dq+, dq− theo công thức (2), (3), (4). Công thức (5) thành phần thứ tự thuận nghịch sau khi điều chỉnh thành dòng thứ tự thuận và đưa vào tính toán (6). Công suất tác dụng và phản kháng của stator được tính toán công thức (7), (8).

(2)

(3)2

( ) ( )slipj t

dq r rI I e

2

( ) ( )slipj t

dq r rI I e

(4)

(5)

Điện áp stator thứ tự thuận được tính như sau:

(6)

Công suất stator khi nguồn mất đối xứng được tính theo [7]

(7)

(8)

Với

0

0

_ s in2

_ cos 2

_ s in2

_ cos 2

0 0 0 0

3

2

0 0 0 0

0 0 0 0

3

2

s

s sdsd sq sd sq

s sqsd sq sd sqs

s sdsq sd sq sds

s sq

s

s m

s

P

Q

P

P L

Q

Q

L

L

sq sd sq sd

sd sq sd sq rd

sd sq sd sq rq

sq sd sq sd rd

sq sd sd sq rq

sd sq sd sq

I

I

I

I

(9)

Với mục tiêu loại bỏ dòng điện thứ tự nghịch của rotor (

( ) 0dq rI ) [5] và trong hệ quy chiếu SFOC từ thông

0qs qs . Áp dụng vào (7), (8) và (9), ta có công

suất tác dụng và công suất phản kháng của stator:

Ps ++ = (3/2).(Vds

++ids+ + - Vqs+

+iqs++) (10)

Qs ++ = (3/2).(Vds

++iqs+ + - Vqs+

+ids++) (11)

3.2. Bộ điều chỉnh PI+F

Trong Hình 5, bộ điều chỉnh PI+F được sử dụng để kiểm soát các sai số giữa giá trị lệnh và các giá trị thực tế

của Ps, Qs của DFIG. Trong đó, các thông số của PI bộ điều khiển (Ti và KP) được điều chỉnh phù hợp với bằng lý thuyết mờ và điều khiển logic (Fuzzy Logic Control - FLC) để có được đầu ra tốt nhất với các sai số là không. Các biến số điều khiển được cố định trong bộ điều khiển PI truyền thống là cơ sở hỗ trợ giúp cho tính toán trong Fuzzy nhanh chóng và đạt được hiệu suất tốt nhất.

dt

Hình 1. Sơ đồ điều khiển RSC với PI truyền thống [12]

dt

Hình 2. Sơ đồ điều khiển RSC với PI-Fuzzy

dt

Hình 3. Sơ đồ khối mô hình điều khiển RSC với bộ SCC và PI-Fuzzy

Hình 4. Sơ đồ biểu diễn đổi trục tọa độ (α,β)s, (α,β)r; dq+; dq−

( )sj t

dq sI I e

( )sj t

dq sI I e

2

( )sj t

dq sI I e

2

( )sj t

dq sI I e

2 .

( ) ( ) ( ) ( ) ( )

stipj t

dq r dq r dq r dq r dq rI I I I I e

sdqs

sdq

sdqssdq jdt

dIRV

0 _ s in2 _ cos 2s in(2 ) cos(2 )s s s s s sP P P t P t

0 _ sin2 _ cos 2s in(2 ) cos(2 )s s s s s sQ Q Q t Q t

8 Nguyễn Thanh Hải, Võ Viết Cường

Hình 5. Bộ điều chỉnh PI-Fuzzy

4. Kết quả mô phỏng

Xây dựng mô phỏng máy điện gió DFIG 2,3 MW trên phần mềm Matlab/Simulink. Thông số máy và thông số đầu vào thể hiện ở Bảng 1, 2. Với điện áp lưới bị mất cân bằng 25% trên pha A tại thời điểm 30 giây và phục hồi thời điểm 70 giây (Hình 6). Giá trị lệnh P và Q được thay đổi tại thời điểm 50 giây. Giá trị lệnh P và Q được thay đổi từ 1MW – 2MW. Tốc độ gió thay đổi từ 10 – 14m/s (Hình 7). Điện áp khi nguồn mất đối xứng và phục hồi, đường đứt khúc là pha điện áp bị sự cố (Hình 6), với vận tốc góc rotor nr = 1400rpm. Mô phỏng được xây dựng trên phần mềm Matlab/Simulink. Đại lượng điều khiển P, Q độc lập trong khoảng thời gian mô phỏng 100 giây.

Kết quả so sánh giá trị thực và giá trị lệnh được thể hiện ở Hình 8-16. Các Hình 8 - 11 là đồ thị của công suất tác dụng thực Ps so với giá trị lệnh Ps

*. Từ Hình 13 - 16 là đồ thị của công suất phản kháng thực Qs so với giá trị lệnh Qs

*. Hình 12 là đồ thị của moment. Thành phần sóng hài của dòng điện rotor được trình bày trong Hình 17.

Kết quả mô phỏng ba phương án điều khiển: DFIG sử dụng PI thông thường (Hình 1); DFIG sử dụng bộ điều chỉnh PI+F (Hình 2) và DFIG có bộ điều chỉnh PI_Fuzzy và bộ SCC (Hình 3) được ở thể hiện Hình 8 đến Hình 16. Công suất tác dụng được thể hiện ở Hình 8-11. Đối với công suất phản kháng được thể hiện Hình 13-16. Hình 12 thể hiện moment của ba phương án.

Hình 6. Điện áp mất đối xứng ở thời điểm 30-70 giây

Bảng 1. Thông số máy phát gió DFIG 2.3MW

Thông số Ký hiệu Giá trị

Điện cảm cuộn stator LS 159,2 (μH)

Điện cảm cuộn rotor Lr 159,2 (μH)

Điện cảm từ hóa Lm 5,096 (mH)

Điện trở cuộn Stator RS 4 (mΩ)

Điện trở cuộn Rotor Rr 4 (mΩ)

Số đội cực P 2

Tần số góc ωS 100π (rad/s)

Lực quán tính J 93,22 (kg.m2)

Bảng 2. Thông số điều khiển đầu vào

Hình 7. Tốc độ gió

Hình 8. Công suất tác dụng của DFIG

Hình 9. Công suất tác dụng khi nguồn mất đối xứng

Hình 10. Công suất tác dụng khi phục hồi đối xứng

29.9 29.92 29.94 29.96 29.98 30 30.02 30.04 30.06 30.08 30.1-1000

0

1000

Va

bcs [

V]

DIEN AP STATOR KHI MAT DOI XUNG t=30 s

69.9 69.92 69.94 69.96 69.98 70 70.02 70.04 70.06 70.08 70.1-1000

0

1000DIEN AP STATOR KHI PHUC HOI DOI XUNG t= 70s

THOI GIAN [S]

Va

bcs [

V]

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 10010

10.5

11

11.5

12

12.5

13

13.5

14

THOI GIAN [S]

VA

N T

OC

GIO

[m

/s]

30 50 70 900.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

2.2

2.4

Ps [

MW

]

SCC + PI-Fuzzy

30 50 70 900.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

2.2

2.4PI+Fuzzy

THOI GIAN [s]30 50 70 90

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

2.2

2.4PI thong thuong

20 30 40 491.6

1.8

2

2.2

2.4

Ps [M

W]

SCC + PI-Fuzzy

20 30 40 491.6

1.8

2

2.2

2.4PI+Fuzzy

THOI GIAN [s]30

1.6

1.8

2

2.2

2.4PI thong thuong

51 70 90 1000.7

0.9

1.1

1.3

1,4

Ps [

MW

]

SCC + PI-Fuzzy

51 70 90 1000.7

0.9

1.1

1.3

1.4PI+Fuzzy

THOI GIAN [s]70 90

0.7

0.9

1.1

1.3

1.4PI thong thuong

Thông số điều khiển

Ký hiệu đơn vị

Trước sự cố

Sự cố Sau sự cố (phục hồi)

Thời gian t (s) 0 – 30

31 – 70 71 – 100

Công suất tác dụng

lệnh

Psref

(MW) 2

Thay đổi từ 2 đến 1 (t=50s

thay đổi lệnh) 1

Công sụất phản kháng

lệnh

Qsref

(MVAR)

1 Thay đổi từ 1 đến 2 (t=50s

thay đổi lệnh) 2

Điện áp stator

Us

(V) 960 720 (-25%) 960

Vận tốc gió (m/s) Thay đổi từ 10-14 Vận tốc

rotor nr

(rpm) 1400

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 9

Hình 11. Công suất tác dụng khi giá trị lệnh thay đổi

Hình 12. Moment của DFIG

Hình 13. Công suất phản kháng của DFIG

Hình 14. Công suất phản kháng khi nguồn mất đối xứng

Hình 15. Công suất phản kháng khi phục hồi đối xứng

Hình 16. Công suất tác dụng khi giá trị lệnh thay đổi

Tổng độ biến dạng sóng hài (Total Harmonic Distortion - THD) của dòng điện là sự phân bố các sóng hài bậc cao. Hình 17 là đồ thị THD của rotor khi nguồn mất đối xứng. Số liệu thống kê và so sánh trình bày ở Bảng 3.

a.

b.

c.

Hình 17. THD Ir khi mất đối xứng a. SCC và PI-Fuzzy; b. PI-Fuzzy; c. PI truyền thống

5. Kết quả và nhận xét

Ba mô hình điều khỉển DFIG được đề xuất ở Mục 3 (Hình 1, 2, 3) được tiến hành mô phỏng trên phần mềm Matlab/Simulink. Kết quả thu được từ mô phỏng được trình bày ở Mục 4. Ta có những nhận xét sau:

- Mô hình DFIG_PI thông thường (Hình 1), các giá trị điều khiển Ps, Qs độc lập khi nguồn đối xứng của phương án này khá tốt, các giá trị luôn bám sát giá trị lệnh, moment cũng dao động trong phạm vi hẹp. Tuy nhiên khi nguồn mất đối xứng, các giá trị điều khiển bị dao động lớn làm sai số điều khiển rộng thêm, moment cũng dao động lớn. Các thành phần sóng hài bậc cao của dòng rotor tăng nhanh (Bảng 3).

- Mô hình DFIG_PI-F (Hình 2), đây là mô hình điều khiển có sự cải tiến của DFIG_PI thông thường. Các giá trị điều khiển có cải tiến hơn so với mô hình DFIG_PI thông thường, nhưng không đáng kể. Tuy nhiên, với thành phần sóng hài bậc cao dòng rotor giảm 44.8% (Bảng 3) khi nguồn mất đối xứng. Bộ điều chỉnh PI+F điều chỉnh làm sai số giá trị thực và lệnh về 0, vì vậy các sóng hài bậc cao khi nguồn mất đối xứng cũng bị giảm mạnh trong mô hình này.

- Mô hình DFIG_PI-F+SCC (Hình 3) là mô hình cải tiến rất nhiều so với hai mô hình trước. Chúng ta xây dựng thêm khối SCC là khối khử sóng hài bậc cao và loại bỏ dòng thứ tự nghịch của rotor khi nguồn mất đối xứng. Về bộ điều chỉnh ta dùng 4 bộ PI-F hơn so với mô hình DFIG_ PI-F là 2 bộ PI-F và 2 bộ PI truyền thống (Hình 1, 2). Mô hình này được cải tiến hơn rất nhiều so với 2 mô hình trước. Kết quả

49 49.5 50 50.5 510.8

1.2

1.6

2

2.2

Ps

[MW

]

SCC + PI-Fuzzy

49 49.5 50 50.5 510.8

1.2

1.6

2

2.4

PI+Fuzzy

THOI GIAN [s]49 49.5 50 50.5 51

0.8

1.2

1.6

2

2.4

PI thong thuong

30 50 70 904

6

8

10

12

14

Te

[kN

.m]

SCC + PI-Fuzzy

30 50 70 904

6

8

10

12

14PI- Fuzzy

THOI GIAN [S]30 50 70 90

4

6

8

10

12

14PI thong thuong

30 50 70 900.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

2.2

Qs

[MV

AR

]

SCC+PI-Fuzzy

30 50 70 900.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

2.2PI- Fuzzy

THOI GIAN [S]30 50 70 90

0.6

0.8

1

1.2

1.4

1.6

1.8

2

2.2PI thong thuong

20 30 40 490.6

0.8

1

1.2

1.4

Qs

[MV

AR

]

SCC+PI-Fuzzy

20 30 40 490.6

0.8

1

1.2

1.4PI- Fuzzy

THOI GIAN [S]20 30 40 49

0.6

0.8

1

1.2

1.4PI thong thuong

51 70 90 1001.7

1.9

2.1

2.3

2.5

Qs

[MV

AR

]

SCC+PI-Fuzzy

51 70 90 1001.7

1.9

2.1

2.3

2.5PI- Fuzzy

THOI GIAN [S]51 70 90 100

1.7

1.9

2.1

2.3

2.5PI thong thuong

49 49.5 50 50.5 510.8

1.2

1.6

2

2.2

Qs

[MV

AR

]

SCC+PI-Fuzzy

49 49.5 50 50.5 510.8

1.2

1.6

2

2.2PI- Fuzzy

THOI GIAN [S]49 49.5 50 50.5 51

0.8

1.2

1.6

2

2.2PI thong thuong

0 200 400 600 800 10000

50

100

150

200

250

Frequency (Hz)

Fundamental (50Hz) = 131.8 , THD= 250.07%

Mag

(% o

f Fun

dam

enta

l)

0 200 400 600 800 10000

100

200

300

400

500

Frequency (Hz)

Fundamental (50Hz) = 78.86 , THD= 501.11%

Mag

(% o

f Fun

dam

enta

l)

0 200 400 600 800 10000

200

400

600

800

Frequency (Hz)

Fundamental (50Hz) = 45.19 , THD= 907.61%

Mag

(% o

f Fun

dam

enta

l)

10 Nguyễn Thanh Hải, Võ Viết Cường

so với 2 mô hình trước: Bộ điều chỉnh PI+F làm tốt nhiệm vụ điều chỉnh giá trị lệnh và thực (Hình 8-16); Dao động moment khi thay đổi lệnh và mất đối xứng ổn định (Hình 12); Bộ SCC làm thành phần sóng hài bậc cao giảm 72,45% với dòng rotor khi nguồn mất đối xứng (Bảng 3).

Bảng 3. So sánh THD dòng rotor khi mất đối xứng

THD PI (Truyền thống) PI-F (PI-F) và SCC

Dòng rotor

907,6% 501,1% 250,07%

0% -44,8%* -72,45%*

(*)PI thongthuong

PI thongthuong

THD THD

THD

6. Kết luận

Trong phương pháp điều khiển DFIG sử dụng bộ điều chỉnh PI-F hay PI thông thường luôn đáp ứng điều khiển công suất độc lập khi nguồn đối xứng. Tuy nhiên, khi nguồn mất đối xứng, các đại lượng điều khiển bị ảnh hưởng, sai số lớn. Khi thêm bộ SCC, đại lượng điều chỉnh P, Q độc lập được cải thiện hơn so với hai phương án trước. Moment dao động trong phạm vi hẹp. Vì vậy, các sự cố cơ khí được giảm tối đa.

Qua các kết quả mô phỏng trên ta có thể khẳng định thêm phương điều khiển công suất tác dụng và phản kháng độc lập khi nguồn không đối xứng có sử dụng bộ SCC và bộ điều chỉnh PI-F được cải thiện hơn và nâng cao tính ổn định trong điều khiển. Do ứng dụng lý thuyết mờ vào bộ điều chỉnh nên đòi hỏi bộ xử lý mạnh. Tuy nhiên, khuyết điểm này được khắc phục với sự phát triển mạnh mẽ của khoa hoc công nghệ máy tính.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Ackermann, T. (2003), Wind power in power systems, John Wiley

and Sons, USA.

[2] A. Peterson, L. Harnefors, T. Thiringer, “Comparison between stator-flux and grid flux oriented rotor current control of doubly-fed induction generators”, in: The 35th Annual IEEE Power Electronics Specialist Conference, vol. 1, 20–25 June, 2004, pp. 482–486.

[3] Baggu, M. M. (2009); “Advanced control techniques for doubly fed induction generator – based wind turbine converters to improve low voltage ride- throught during system imbalances”, PhD Thesis, Missouri University of Science and Technology.

[4] Jia-bing HU, Yi-kang HE, Lie XU (2008); “Dynamic modeling and direct power control of wind turbine driven DFIG under unbalanced network voltage conditions”, Journal of Zhejiang University Science, 79 (2008); pp 273-281.

[5] L. Xu, Y. Wang, “Dynamic modeling and control of DFIG based wind turbines under unbalanced network conditions”, IEEE Trans. Power Syst. 22 (1) (2007) 314–323.

[6] Hai Nguyen-Thanh; “Improved Control of DFIG Systems under Unbalanced Voltage Dip for Torque Stability Using PI-Fuzzy Controller”; International Journal of Electrical Energy, Vol. 2, No. 4, December 2014; pp. 300-307, USA.

[7] Pham-Dinh, T., Nguyen-Thanh H. (2013), “Improved stability for independent power control of DFIG during grid unbalance with PI-Fuzzy controller” Journal of the Japan Society of Applied Electromagnetics and Mechanics (JSAEM) Vol.21 No.3,2013; pp 425 (93)-430 (98).

[8] Pham-Dinh, T., Nguyen-Thanh H., Nguyen-Anh N. (2012), “Improving Stability For Independent Power Control Of Wind-Turbine Doubly Fed Induction Generator with SFOC and DPC During Grid Unbalance”, Proceeding of the IEEE, The 10th International Power and Energy Conference IPEC 2012, HCM City, Vietnam, pp.155 – 160.

[9] Phan, V. T., Lee, H. H., Chun, T. W. (2010); “An Effective rotor current controller for unbalanced stand – alone DFIG systems in the rotor reference frame”, Journal of Power electrionics, Vol.10, No.6, pp194-202.

[10] Truc Pham-Dinh, Hai Nguyen-Thanh, Kenko Uchida, Nguyen Gia Minh Thao(2013) “Comparison between Modifications of SFOC and DPC in Control of Grid-Connected Doubly Fed Induction Generator under Unbalanced Voltage Dip”, Proceedings of the IEEE International conference on Instrumentation, Control, Information Technology and System Integration SICE 2013 September 14 - 17, 2013, Nagoya University, Nagoya, Japan, pp.2581-2588.

(BBT nhận bài: 15/05/2015, phản biện xong: 29/06/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 11

NGHIÊN CỨU DÙNG PHỤ GIA KHOÁNG PUZƠLAN QUẢNG NGÃI ĐỂ THAY THẾ CHO MỘT PHẦN XI MĂNG TRONG BÊ TÔNG

APPLICATION OF POZZOLANIC MINERAL ADMIXTURE AT QUANG NGAI TO PARTLY REPLACE PORTLAND CEMENT IN CONCRETE

Nguyễn Văn Hướng1, Nguyễn Văn Tươi2, Nguyễn Thị Lộc2, Phạm Cường2 1Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; nvhuongtltdud@gmail.com

2Trường Cao đẳng Giao thông Vận tải II

Tóm tắt - Các loại phụ gia puzơlan đóng một vai trò quan trọng khikết hợp với xi măng pooclăng bởi chúng thường góp phần tăngcường độ, độ bền của bê tông, tăng hiệu quả kinh tế đồng thời gópphần giảm ô nhiễm môi trường. Quảng Ngãi có tiềm năng tươngđối lớn về nguyên liệu khoáng để sản xuất phụ gia khoáng puzơlan.Sáu mẫu cấp phối bê tông đã được kiểm nghiệm trong nghiên cứunày: một mẫu dùng với xi măng pooclăng (đối chứng) và năm mẫudùng puzơlan Quảng Ngãi thay thế cho 10%, 15%, 20%, 25% và30% xi măng. Tất cả các hỗn hợp bê tông được cấp phối sao chocó cùng độ sụt 11cm ± 1 cm. Kết quả đã chỉ ra rằng: với sự thaythế ở tỷ lệ nhỏ 10%, bê tông của hỗn hợp chất kết dính xi măng –puzơlan Quảng Ngãi làm tăng cường độ và giảm độ rỗng ở thờigian sau (28 ngày) so với mẫu bê tông đối chứng. Tuy nhiên,cường độ bị giảm và độ rỗng tăng đối với các mẫu có tỷ lệ thay thếtừ 15% trở lên.

Abstract - Pozzolans play an important role when added toPortland cement because they usually increase the mechanicalstrength and durability of concrete, increase the economicefficiency as well as contribute to minimising environmentalproblems. Quang Ngai has a relatively large potential of rawmineral materials to produce pozzolanic mineral admixture. Sixconcrete mixtures were tested in this study: one mixture of Portlandcement (control) and five mixtures with 10%, 15%, 20%, 25% and30% of cement replaced by Quang Ngai pozzolan. All the mixtureswere prepared with the same slump of 11±1 cm. The results showthat the replacement up to 10% of Quang Ngai natural pozzolanleads to improvement of concrete strength and porosity reduction28-days later in comparison to that of control concrete. However,the concrete strength decreases and porosity increases when thereplacement level is 15% or more.

Từ khóa - Puzơlan Quảng Ngãi; phụ gia khoáng; bê tông; hiệu ứngpuzơlanic, cường độ; độ bền.

Key words - Quang Ngai pozzolan; mineral admixture; concrete;pozzolanic effect; strength; durability.

1. Đặt vấn đề

Theo thống kê, lượng tiêu thụ bê tông trên thế giới trung bình vào khoảng 1m3/người mỗi năm [1]. Trong bê tông, xi măng là thành phần không thể thiếu. Tuy nhiên, việc sản xuất xi măng mang đến sự ô nhiễm lớn cho môi trường và tiêu tốn nhiều năng lượng. Cụ thể, các nhà máy sản xuất xi măng thải ra khoảng 7% tổng lượng khí thải CO2 (khí gây hiệu ứng nhà kính, nguyên nhân dẫn đến sự biến đổi khí hậu) và tiêu tốn xấp xỉ 12-15% tổng năng lượng dùng trong ngành công nghiệp [2]. Do đó, việc nghiên cứu tìm kiếm giải pháp nhằm giảm lượng dùng xi măng và nguồn năng lượng thay thế cho sản xuất xi măng là rất cần thiết.

Việc nghiên cứu vật liệu thay thế cho một phần xi măng như vật liệu puzơlan và xỉ đã và đang thu hút sự quan tâm của nhiều nhà nghiên cứu. Các nghiên cứu [3-9] đã chỉ ra rằng việc dùng các vật liệu thay thế này có thể mang lại các hiệu ích:

- Giảm ô nhiễm môi trường, giảm nhiên liệu (năng lượng) tiêu thụ;

- Có thể cải thiện đáng kể một số tính chất cơ bản của hỗn hợp bê tông và bê tông. Cụ thể: cải thiện khả năng thi công, giảm phân tầng, giảm tách nước; có khả năng ức chế tác hại do phản ứng kiềm cốt liệu, tấn công sun-phát và tấn công axít; giảm nhiệt do hyđrat xi măng (rất có ý nghĩa đối với bê tông khối lớn hay bê tông thi công trong điều kiện môi trường nhiệt độ cao);

- Giảm giá thành.

Ở Việt Nam đã có một số nghiên cứu về sử dụng puzơlan tự nhiên để sản xuất bê tông [10-12]. Các nghiên cứu này chủ yếu là sử dụng puzơlan tự nhiên cho bê tông đầm lăn

(BTĐL) và bê tông khối lớn. Thật vậy, trong luận án tiến sĩ kỹ thuật, Đỗ Hồng Hải đã thực hiện đề tài “Nghiên cứu ứng dụng phụ gia puzơlan vào công nghệ thi công đập bê tông trọng lực ở Việt Nam”. Đề tài đã dùng puzơlan Long Phước (Vũng Tàu) làm phụ gia khoáng hoạt tính cho bê tông để giảm nhiệt bên trong khối đổ bê tông nhằm giảm ứng suất nhiệt và không phát sinh vết nứt do nhiệt. Đồng thời luận án cũng đã so sánh việc dùng puzơlan Long Phước với tro bay Phả Lại, và đã khẳng định được khả năng dùng puzơlan thiên nhiên thay thế tro bay trong bê tông khối lớn [10]; Với nghiên cứu “Ảnh hưởng của phụ gia khoáng tro bay nhiệt điện và puzơlan thiên nhiên đến một số tính chất cơ lý của bê tông đầm lăn (RCC)”, trên cơ sở các thí nghiệm so sánh giữa puzơlan Gia Quy (Vũng Tàu) và tro bay Phả Lại dùng trong BTĐL, Nguyễn Quang Phú và các cộng sự đã đưa ra các kết luận: 1) tro bay và puzơlan thiên nhiên đều có tác dụng làm tăng tính công tác của hỗn hợp bê tông. Tuy nhiên, tro bay với nhiều ưu điểm hơn cả về hình thái cấu trúc hạt và cả về thành phần hoạt tính so với puzơlan thiên nhiên, nên độ công tác của hỗn hợp có chứa tro bay tốt hơn độ công tác của hỗn hợp bê tông chứa puzơlan thiên nhiên; 2) Tro bay và puzơlan thiên nhiên đều có khả năng làm tăng cường độ chịu kéo và chịu nén của bê tông. BTĐL sử dụng tro bay thường đạt cường độ cao hơn so với BTĐL sử dụng puzơlan thiên nhiên. Ở những ngày tuổi sớm, BTĐL sử dụng puzơlan tự nhiên phát triển cường độ chậm hơn, còn với BTĐL sử dụng tro bay thì cường độ bê tông sớm phát triển cao và nhanh hơn; 3) Khả năng chống thấm của bê tông cũng được cải thiện khi sử dụng phụ gia trong thành phần hỗn hợp bê tông. Với hỗn hợp bê tông sử dụng phụ gia khoáng là tro bay thì bê tông ở ngày tuổi thiết kế đạt mác chống thấm cao hơn

12 Nguyễn Văn Hướng, Nguyễn Văn Tươi, Nguyễn Thị Lộc, Phạm Cường

hẳn so với bê tông sử dụng phụ gia khoáng là puzơlan thiên nhiên. Ngoài ra, độ chống thấm của bê tông sử dụng tro bay còn có thể đạt được cao hơn ở những ngày tuổi sau đó, nhưng với bê tông sử dụng puzơlan thiên nhiên thì khả năng chống thấm hầu như không thay đổi [11]. Năm 2012, cũng chủ đề phụ gia khoáng đối với BTĐL, nhóm tác giả Đinh Xuân Anh và Nguyễn Như Oanh [12] đã thực hiện một tổ hợp các thí nghiệm trên hai loại xi măng khác nhau (PC40 Kim Đỉnh và PC40 Hà Tiên 1), bốn loại puzơlan thiên nhiên (Núi Thơm, Gia Quy, Lương Sơn, Núi Voi) và hai loại tro bay (Forcmosa – Tây Đô và Phả Lại). Kết quả nghiên cứu của nhóm tác giả này về ảnh hưởng của tro bay và puzơlan thiên nhiên đến các đặc tính của bê tông (tính công tác, cường độ, khả năng chống thấm) về cơ bản phù hợp với kết quả của Nguyễn Quang Phú và các cộng sự [11].

Trần Ngọc Tuyền và Nguyễn Đăng Tư trong “Nghiên cứu sử dụng puzơlan Khe Mạ - Thừa Thiên Huế làm phụ gia hoạt tính cho xi măng Portland” [13] đã chỉ ra rằng: thành phần puzơlan Khe Mạ tự nhiên có chứa một lượng khá lớn pha SiO2.nH2O vô định hình, với độ hút vôi thấp (37 mgCaO/g). Sau khi hoạt hóa nhiệt ở 500oC trong 1 giờ, độ hút vôi tăng mạnh (81 mgCaO/g), đạt mức độ hoạt tính trung bình theo TCVN 3735-82. Với tính chất này, puzơlan Khe Mạ với hàm lượng từ 10 đến 30% kết hợp với clinker Long Thọ tạo ra xi măng Long Thọ PCB đáp ứng yêu cầu tiêu TCVN 6260:1997.

Tóm lại: Chúng ta dễ dàng thấy rằng các nghiên cứu trong và ngoài nước phần nhiều nghiên cứu về hiệu quả sử dụng puzơlan thiên nhiên cho bê tông đầm lăn, ảnh hưởng của puzơlan thiên nhiên đến các thuộc tính cơ học và độ bền của bê tông hoặc dùng puzơlan thiên nhiên trong sản xuất xi măng PCB. Kết quả cho thấy rằng việc dùng puzơlan thiên nhiên hứa hẹn mang lại hiệu quả tích cực về cường độ và độ bền cho bê tông, nếu sử dụng một lượng puzơlan thiên nhiên hợp lý và kết hợp với các phụ gia hóa học. Mặt khác, nó mang lại hiệu quả về giá thành và được xem là vật liệu thân thiện với môi trường. Tuy nhiên, chưa có công bố khoa học nào về nghiên cứu ứng dụng phụ gia puzơlan Quảng Ngãi trong cho bê tông. Mặc dù, nơi đây có trữ lượng rất dồi dào (hơn 200 triệu tấn puzơlan) và đã được sử dụng cho nhiều công trình như: Công trình thuỷ điện Đăk Mi 4 (Quảng Nam), công trình thủy điện Đăkđrinh (Quảng Ngãi) và gần đây nhất, Công ty Cổ phần bê tông Hòa Cầm đã dùng Puzơlan Quảng Ngãi của IDICO sản xuất bê tông tự lèn cho công trình Tượng đài Bà Mẹ Việt Nam Anh Hùng trên đỉnh núi Cấm, thành phố Tam Kỳ, tỉnh Quảng Nam. Do vậy, bài báo này sẽ nghiên cứu về ảnh hưởng của phụ gia khoáng puzơlan Quảng Ngãi đến bê tông xi măng, từ đó xác định tỷ lệ thay thế tối ưu của puzơlan Quảng Ngãi cho một phần xi măng.

2. Nghiên cứu thực nghiệm

2.1. Vật liệu thí nghiệm

- Xi măng (XM): sử dụng xi măng Sông Gianh PC40, tính chất hóa - lý của nó phù hợp với TCVN 2682:2009.

- Đá và cát: sử dụng đá dăm 1x2 của mỏ đá Hốc Khế tại Hòa Nhơn – Đà Nẵng và cát sông Túy Loan tại Hòa Phong – Đà Nẵng. Các chỉ tiêu cốt liệu xác định theo TCVN 7572:2006, đường thành phần hạt của nó tương ứng

như ở Hình 1 và Hình 2. Hai loại cốt liệu này phù hợp với TCVN 7570:2006.

Hình 1. Đường thành phần hạt của đá

Hình 2. Đường thành phần hạt của cát

- Nước (N): nước dùng để trộn bê tông, trộn vữa, rữa cốt liệu và bảo dưỡng bê tông là nước thủy cục, loại nước này phù hợp với TCVN 4506: 2012.

- Phụ gia hóa học: sử dụng phụ gia hóa dẻo Lotus_R201 loại D & G của Công ty Cổ phần Hóa chất Hoa Sen, phù hợp theo tiêu chuẩn ASTM C494.

Bảng 1. Thành phần hóa học của puzơlan Núi Đầu Voi

STT Tên chỉ tiêu Hàm lượng (% theo khối lượng)

1 SiO2 47,6

2 Al2O3 17,5

3 CaO 9,7

4 Na2O 3,5

5 K2O 1,4

6 LOI 1,2

- Phụ gia khoáng (PZ): là sản phẩm thương mại Puzơlan Núi Đầu Voi – IDICO, được sản xuất bởi Công ty THHH-MTV Xây dựng IDICO tại Quảng Ngãi. Puzơlan Núi Đầu Voi - IDICO được sản xuất bằng cách khai thác đá tự nhiên tại mỏ đá núi Đầu Voi - Quảng Ngãi sau đó nghiền mịn rồi đóng bao. Chúng tôi đã tiến hành phân tích thành phần hóa học tại Trung tâm Kỹ thuật Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng 2 (QUATEST 2). Kết quả về thành phần hóa học của Puzơlan Núi Đầu Voi như ở Bảng 1.

2.2. Thiết bị và dụng cụ thí nghiệm

Các thiết bị và dụng cụ chính phục vụ cho thí nghiệm gồm:

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 13

- Máy trộn vữa dung tích 5 lít và máy trộn bê tông dung tích 250 lít;

- Bộ thiết bị côn thử sụt bê tông loại N1, thí nghiệm phù hợp với TCVN 3016:1993;

- Khuôn đúc vữa 4x4x16 cm3, khuôn đúc bê tông kích thước 15x15x15 cm3 và 15x15x60 cm3;

- Quy trình thí nghiệm đo độ rỗng bằng phương pháp thâm nhập nước phù hợp với ASTM C642:06, thiết bị gồm: hệ thống bão hòa mẫu trong điều kiện chân không, cân (đo trong không khí và thủy tĩnh), tủ xảy hiệu Memmert;

- Máy thử nén uốn vữa loại Matest E160-01D và bê tông loại UNIT TEST AD 300/AL, thí nghiệm phù hợp với TCVN 3118:1993 và TCVN 3119:1993.

2.3. Cấp phối mẫu và nội dung thí nghiệm

- Các cấp phối bê tông được xây dựng trên cơ sở sau:

+ Chất kết dính (CKD) được xem là tổng khối lượng của xi măng và puzơlan.

+ Phụ gia hóa dẻo và giảm nước dùng loại R_201 với liệu lượng 1 lít cho 100 kg hỗn hợp chất kết dính.

+ Đối với mẫu cấp phối đối chứng (PC), chất kết dính là 100% xi măng. Cấp phối PC được xây dựng trên cơ sở đạt được cường độ ở 28 ngày khoảng 450 daN/cm2 và hỗn hợp bê tông có độ sụt 11cm ± 1cm.

+ Để nghiên cứu khả năng thay thế puzơlan Quảng Ngãi cho một phần xi măng, chúng tôi đã đưa ra 5 tỷ lệ thay thế (10%, 15%, 20%, 25% và 30%). Lượng nước dùng cho các cấp phối dùng puzơlan phải thay đổi sao cho đạt độ sụt tương đương cấp phối PC là 11cm ± 1cm.

Chi tiết thành phần của 6 cấp phối bê tông như ở Bảng 2.

- Trong nghiên cứu này, chúng tôi đã thực hiện các thí nghiệm sau:

+ Thí nghiệm cốt liệu: xác định độ ẩm và đường thành phần hạt;

+ Xác định chỉ số hoạt tính cường độ với xi măng poóc lăng, xác định theo TCVN 6882:2001;

+ Xác định tính chất cơ lý của bê tông: cường độ nén, cường độ kéo khi uốn và độ rỗng.

Bảng 2. Bảng thiết kế cấp phối bê tông (1m3 bê tông)

Thành phần

Ký hiệu cấp phối

PC 90PC-10PZ

85PC-15PZ

80PC-20PZ

75PC-25PZ

70PC-30PZ

XM (kg) 360 324 306 288 270 252

PZ (kg) 0 36 54 72 90 108

Cát (kg) 793 793 793 793 793 793

Đá (kg) 1061 1061 1061 1061 1061 1061

R201 (L) 3,6 3,6 3,6 3,6 3,6 3,6

N (lít) 160,0 163,3 166,7 170,0 173,3 176,7

N/CKD 0,44 0,45 0,46 0,47 0,48 0,49

Lưu ý: lượng nước ghi trong Bảng 2 đã bao gồm lượng nước trong cát (độ ẩm 5%) và lượng nước trong đá (độ ẩm 0,4%).

3. Kết quả và thảo luận

- So với puzơlan tự nhiên thì tro bay được dùng phổ

biến hơn trong bê tông, do đó để có cơ sở đề nghị sử dụng puzơlan Quảng Ngãi chúng tôi đã xác định độ hoạt cường độ của cả puzơlan Quảng Ngãi và tro bay Mê Kông. Kết quả được thể hiện như ở Hình 3.

Hình 3. Chỉ số hoạt tính cường độ của puzơlan và tro bay

Kết quả ở Hình 3 chỉ ra rằng:

+ Ở thời điểm 3 ngày, chỉ số hoạt tính của puzơlan Quảng Ngãi và tro bay là tương đương nhau (chỉ số hoạt tính của puzơlan và tro bay tương ứng là 84,45% và 84,78%). Tuy nhiên, sau đó ở thời điểm 7 ngày và 28 ngày thì chỉ số cường độ của tro bay phát triển nhanh hơn;

+ Chỉ số hoạt tính ở thời điểm 7 ngày và 28 ngày của puzơlan Quảng Ngãi tương ứng là 76% và 78,88% là lớn hơn 75%. Do đó, puzơlan tự nhiên Quảng Ngãi thỏa mãn là phụ gia khoáng hoạt tính cho bê tông theo QCVN 16-3:2011.

- Kết quả đo độ sụt ban đầu và giảm độ sụt theo thời gian như ở Hình 4. Kết quả cho thấy:

+ Nhìn chung, việc thay thế một phần xi măng bằng puzơlan Quảng Ngãi (20% và 30%) sẽ làm giảm độ sụt ở thời điểm ban đầu, ngoại trừ trường hợp thay thế 10% xi măng bằng puzơlan (tăng thêm 2,06% nước trộn dẫn đến tăng 4,3% độ sụt);

+ Quá trình giảm sụt theo thời gian của cấp phối bê tông 100% xi măng và cấp phối bê tông của hỗn hợp chất kết dính (xi măng – puzơlan) là như nhau. Cụ thể độ giảm sụt trong 60 phút đầu diễn ra chậm, sau 90 phút tốc độ giảm sụt diễn ra nhanh hơn.

Hình 4. Biểu đồ giảm sụt theo thời gian

- Kết quả cường độ nén thực hiện trên mẫu 15x15x15

14 Nguyễn Văn Hướng, Nguyễn Văn Tươi, Nguyễn Thị Lộc, Phạm Cường

cm3 và cường độ kéo khi uốn thực hiện trên mẫu 15x15x60 cm3 ở các thời điểm 3 ngày, 7 ngày và 28 ngày tương ứng như ở Hình 5 và Hình 6. Để tìm ra mối quan hệ giữa cường độ nén và cường độ kéo khi uốn, chúng tôi đã biểu diễn tất cả 18 cặp giá trị này như ở Hình 7. Kết quả ở Hình 5, Hình 6 và Hình 7 cho thấy:

+ Khi thay thế 10% xi măng bằng puzơlan dẫn đến sự phát triển cường độ (nén và kéo khi uốn) tương đương nhau, thậm chí ở thời điểm 28 ngày cấp phối bê tông với tỷ lệ thay thế 10% cho cường độ cao hơn 2% so với mẫu đối chứng PC. Kết quả này là do sự kết hợp của các yếu tố sau:

1. Hiệu quả của phản ứng puzơlanic (pozzolanic effect): do puzơlan Quảng Ngãi có chứa lượng SiO2 vô định hình sẽ tác dụng với portlandite (Ca(OH)2: chất sinh ra trong quá trình thủy hóa của xi măng hoặc do CaO có trong puzơlan tác dụng với nước) và nước để tạo thành gen C-S-H làm tăng tính dính kết giữa đá xi măng – cốt liệu và tăng mật độ C-S-H dẫn đến giảm độ rỗng là tăng cường độ [14]. Điều này được minh chứng bằng kết quả thí nghiệm độ rỗng và cường độ của mẫu bê tông 90PC-10PZ;

2. Hiệu ứng lấp đầy (filler effect): do các hạt puzơlan mịn phân tán và lấp vào khoảng trống làm chặt cấu trúc đá xi măng;

3. Hiệu ứng của vật liệu xi măng: một lượng nhỏ puzơlan Quảng Ngãi bị thủy hóa giống như xi măng, do đó nó cũng tham gia vào quá trình phát triển cường độ.

+ Với tỷ lệ thay thế lớn hơn (15%) thì cường độ sẽ giảm so với mẫu đối chứng PC. Điều này lý giải là do sự thay thế của xi măng bằng puzơlan Quảng Ngãi đã làm giảm lượng xi măng. Cường độ của bê tông là sự tranh chấp giữa hiệu ứng tăng cường độ của puzơlan và sự giảm cường độ do giảm xi măng. Do vậy, với loại bê tông có sự thay thế hơn 15% thì hiệu ứng tăng cường độ của puzơlan không bù đắp được sự mất cường độ do giảm xi măng do đó dẫn đến sự giảm cường độ của bê tông.

+ Mối tương quan giữa cường độ nén và cường độ kéo khi uốn giữa bê tông 100% xi măng và bê tông của hỗn hợp chất kết dính (xi măng – puzơlan) là như nhau và theo phương trình: Rku = 0,094Rn + 11,456.

Hình 5. Quá trình phát triển cường độ nén

Hình 6. Quá trình phát triển cường độ kéo khi uốn

Hình 7. Quan hệ giữa cường độ nén và cường độ kéo khi uốn

Hình 8. Độ rỗng của các cấp phối bê tông ở tuổi 28 ngày

- Độ rỗng của các loại bê tông ở 28 ngày tuổi được xác định theo phương pháp thẩm thấu nước trong điều kiện chân không. Kết quả được thể hiện ở Hình 8. Kết quả cho thấy rằng: với mẫu bê tông 90PC-10PZ cho độ rỗng nhỏ nhất (16.33%), điều này có nghĩa là nếu thay thế 10% xi măng bằng puzơlan Quảng Ngãi sẽ dẫn đến giảm độ rỗng so với mẫu PC. Tuy nhiên, nếu tỷ lệ thay thế của puzơlan tăng quá 10% thì độ rỗng sẽ tăng tỷ lệ với lượng puzơlan thay thế.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 15

4. Kết luận

Bằng các thí nghiệm về xác định thành phần hóa học của puzơlan Quảng Ngãi, xác định các tham số vật lý của cốt liệu, tính chất của hỗn hợp bê tông và các tính chất cơ lý của bê tông, bài báo có một số kết luận sau:

- Nguồn nguyên liệu puzơlan từ đá phun trào ở khu vực Quảng Ngãi có chất lượng và đáp ứng yêu cầu sử dụng làm phụ gia khoáng hoạt tính trong sản xuất xi măng, bê tông và nguyên liệu để sản xuất gạch không nung;

- Việc thay thế puzơlan Quảng Ngãi cho một phần xi măng sẽ làm giảm độ sụt ban đầu của hỗn hợp bê tông;

- Với tỷ lệ thay thế xi măng bằng 10% puzơlan Quảng Ngãi sẽ mang đến hiệu quả tích cực cho bê tông như tăng cường độ và giảm độ rỗng của bê tông;

- Giá thành thương mại của Puzơlan IDICO chỉ bằng một nửa giá thành của xi măng, do đó với tỷ lệ thay thế của xi măng bằng puzơlan Quảng Ngãi lên đến 20% cũng có thể mang lại hiệu quả kinh tế cho sản xuất bê tông;

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Scrivener KL., Kirkpatrick RJ., Innovation in use and research on cementitious material, Cement Concrete Research, 2008, Vol 38(2), p.128–36.

[2] Ali MB., Saidur R., Hossain MS., A review on emission analysis in cement industries, Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2011, Vol 15(5), p.2252–2261.

[3] Hassan AAA., Abouhussien AA., Mayo J., The use of silica-breccia as a supplementary cementing material in mortar and concrete, Construction and Building Materials, 2014, Vol 51(31), p.321–328.

[4] Nguyen VH., Leklou N., Aubert JE., Mounanga P., The effect of natural pozzolan on delayed ettringite formation of the heat-cured mortars,

Construction and Building Materials, 2013, Vol 48, p.479–484.

[5] Segui P., Aubert JE., Husson P., Measson M., Utilization of a natural pozzolan as the main component of hydraulic road binder, Construction and Building Materials, 2013, Vol 40, p.217–223.

[6] Senhadji Y., Escadeillas G., Mouli M., Khelafi H., Benosman, Influence of natural pozzolan, silica fume and limestone fine on strength, acid resistance and microstructure of mortar, Powder Technology, 2014, Vol 254, p.314–323.

[7] Shehata MH., Thomas MDA., The role of alkali content of Portland cement on the expansion of concrete prisms containing reactive aggregates and supplementary cementing materials, Cement and Concrete Research, 2010, Vol 40(4), p.569–574.

[8] Thomas M., The effect of supplementary cementing materials on alkali-silica reaction: A review, Cement and Concrete Research, 2011, Vol 41(12), p.1224–1231.

[9] Usón AA., López-Sabirón AM., Ferreira G., Sastresa EL., Uses of alternative fuels and raw materials in the cement industry as sustainable waste management options, Renewable and Sustainable Energy Reviews, 2013, Vol 23, p.242–260.

[10] Đỗ Hồng Hải. Nghiên cứu ứng dụng phụ gia puzơlan vào công nghệ thi công đập bê tông trong lực ở Việt nam. Luận án Tiến sĩ Kỹ thuật, Trường Đại học Thủy lợi, 2007.

[11] Nguyễn Quang Phú, Nguyễn Đức Nam, Nguyễn Thành Lệ, Ảnh hưởng của phụ gia khoáng tro bay nhiệt điện và puzơlan thiên nhiên đến một số tính chất của bê tông đầm lăn (RCC), Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Thủy lợi và Môi trường, 2011, Số 33, p.94-101.

[12] Đinh Xuân Anh, Nguyễn Như Oanh. Nghiên cứu đề xuất sử dụng phụ gia khoáng hoạt tính cho bê tông đầm lăn đập Tân Mỹ tỉnh Ninh Thuận trên khía cạnh kinh tế và kỹ thuật, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Thủy lợi và Môi trường, 2012, Số 36, p.24-31.

[13] Trần Ngọc Tuyền, Nguyễn Đăng Tư, Nghiên cứu sử dụng puzơlan Khe Mạ - Thừa Thiên Huế làm phụ gia hoạt tính cho xi măng Portland. Tạp chí Hóa học-Viện Khoa học và Công nghệ Việt Nam, 2010, Số 5A(48), p.213-219.

[14] Meddah MS., Tagnit-Hamou A., Pore structure of concrete with mineral admixtures and its effect on self-desiccation shrinkage, ACI Material Journal, 2009, Vol 106(3), p.241-250.

(BBT nhận bài: 07/05/2015, phản biện xong: 29/06/2015)

16 Nguyễn Tuấn Nhân, Lưu Đức Bình

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG CỦA MỘT SỐ THÔNG SỐ CÔNG NGHỆ ĐẾN ĐỘ NHÁM BỀ MẶT CHI TIẾT GIA CÔNG TRÊN MÁY MÀI PHẲNG

STUDY OF THE EFFECT OF TECHNOLOGY PARAMETERS ON ROUGHNESS IN SURFACE GRINDING

Nguyễn Tuấn Nhân1, Lưu Đức Bình2 1Trường Cao đẳng Công nghiệp Huế; ntuannhan@hueic.edu.vn

2Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; ldbinh@dut.udn.vn

Tóm tắt - Là phương pháp gia công tinh lần cuối cho nhóm các bềmặt phẳng, mài phẳng cần đảm bảo chất lượng cho chi tiết, đặc biệtlà chất lượng lớp bề mặt. Trong đó, ứng suất dư và biến cứng lớpbề mặt được xử lý bằng các biện pháp nhiệt hoặc hóa lý; còn độnhám bề mặt được đảm bảo bằng việc lựa chọn các thông số khi giacông cơ. Bài báo trình bày quá trình thực nghiệm, xử lý số liệu sựảnh hưởng của hai thông số quan trọng là chiều sâu cắt và lượngchạy dao ngang đến độ nhám bề mặt chi tiết thép C40 khi gia côngtrên máy mài phẳng Arca (Nhật bản) với đá mài Hải dương số hiệuSx80TB2G. Qua đó, sẽ phân tích, đánh giá sự ảnh hưởng và đưa rađược những cơ sở cho việc lựa chọn các giá trị chiều sâu cắt vàlượng chạy dao ngang phù hợp với yêu cầu độ nhám bề mặt củatừng bước công nghệ trong nguyên công mài phẳng.

Abstract - Surface grinding is a method for finishing process of flatsurfaces, to ensure the quality of the workpiece, especially thequality of the surface layer. Particularly, residual stress andhardened surface are processed by heat or chemical-physicals;surface roughness is also ensured by the selection of themachining parameters. This paper presents the empirical dataanalysis of the effects of two important parameters: the depth of cutand width feed to workpiece surface roughness when machiningby Arca grinder (Japan) and grindstone Sx80TB2G. Thereby, thepaper will analyze and assess the impact and provide the basis forthe selection of the value of depth of cut and width feed consistentwith the requirements of surface roughness of each step in thesurface grinding.

Từ khóa - máy mài phẳng; đá mài; độ nhám bề mặt; quy hoạchthực nghiệm; Box-Hunter.

Key words - surface grinder; grindstone; surface roughness;experimental planning; Box-Hunter.

1. Đặt vấn đề Mài phẳng là phương pháp gia công tinh chủ yếu cho

các bề mặt phẳng. Do vậy, quá trình mài phải đảm bảo được chất lượng yêu cầu của chi tiết.

Quá trình mài có bản chất vật lý và cơ chế hình thành bề mặt khi mài tương đối phức tạp và có chất lượng phụ thuộc vào khá nhiều yếu tố. Nghiên cứu quá trình mài là công việc khó, phức tạp và cho đến nay các yếu tố nghiên cứu vẫn chỉ gồm một số thông số đặc trưng của quá trình mài, chứ không thể gồm toàn bộ các thông số ảnh hưởng được.

Một trong những lĩnh vực nghiên cứu chính về mài là nghiên cứu về chất lượng chi tiết gia công và tối ưu hóa các thông số công nghệ. Các nghiên cứu tập trung vào phân tích ảnh hưởng của các thông số công nghệ đến độ nhám bề mặt của chi tiết. Có thể liệt kê sơ bộ vài nghiên cứu sau đây:

- Nghiên cứu ảnh hưởng của lượng chạy dao dọc Sd đến độ nhám của bề mặt chi tiết gia công của vật liệu thép SUS304. Nghiên cứu thực hiện với ba giá trị lượng chạy dao dọc khác nhau là: Sd = 9m/p; Sd = 12m/p và Sd = 15m/p. Kết quả đã đưa ra được hàm biểu diễn ảnh hưởng của lượng chạy dao dọc đến độ nhám khi mài thép SUS304; từ đó rút ra được giá trị lượng chạy dao dọc tối ưu [4].

- Nghiên cứu về ảnh hưởng của lượng chạy dao dọc Sd, vận tốc đá mài V và chiều sâu cắt t đến độ nhám của bề mặt chi tiết gia công của một loại vật liệu là thép SUJ2. Nghiên cứu sử dụng hai loại đá mài với hạt mài khác nhau là hạt mài CBN và hạt mài được phủ Al2O3; sử dụng bộ thông số công nghệ để nghiên cứu là: Sd = 7 ÷ 20,5m/p; V = 1700 ÷ 1905m/p và t = 0,002 ÷ 0,012mm. Kết quả đã đưa ra được hàm biểu diễn ảnh hưởng của bộ ba thông số Sd, V, t đến độ nhám của thép SUJ2 khi mài bằng hai loại đá khác nhau. Từ đó, so sánh kết quả và rút ra kết luận về việc chọn loại

hạt mài của đá khi mài thép SUJ2 [5].

Tóm lại, nhìn chung hướng nghiên cứu trong lĩnh vực mài nói chung và mài phẳng nói riêng là khá rộng. Việc lựa chọn vật liệu mài, thông số công nghệ, khoảng giá trị biến thiên của các thông số… trong các nghiên cứu khác nhau có ý nghĩa rất cao trong thực tiễn sản xuất.

2. Thực nghiệm xác định ảnh hưởng của một số thông số công nghệ đến độ nhám bề mặt

Từ những phân tích ở trên, các tác giả tiến hành làm thực nghiệm để xác định mối quan hệ của chiều sâu cắt t và lượng chạy dao ngang Sn đến độ nhám bề mặt chi tiết thép C40, loại thép được sử dụng tương đối phổ biến trong sản xuất cơ khí.

2.1. Điều kiện thí nghiệm

Các thí nghiệm thực hiện trong các điều kiện sau:

- Máy mài phẳng Arca (Nhật bản): tốc độ quay trục mang đá: 2850 vòng/ph; kích thước bàn từ: 300x600mm; công suất động cơ mang đá: 2,2kW.

- Đá mài Hải dương, số hiệu Sx80TB2G: đường kính ngoài: Ø250mm; đường kính lắp trên trục Ø25mm; bề rộng đá: 32mm.

- Vận tốc bàn máy theo phương dọc: 15m/ph.

- Dung dịch trơn nguội: dầu emulxi 2,5%, lưu lượng 20 lít/ph.

- Chi tiết: vật liệu C40; hình hộp với kích thước: 30x40x10mm.

- Độ nhám được đo bằng máy Taylor - Hobson.

Các thông số công nghệ điều chỉnh để nghiên cứu nằm trong phạm vi:

- Chiều sâu cắt: t = 0,05 ÷ 0,15mm.

- Lượng chạy dao ngang: Sn = 0,16 ÷ 0,48mm/htk.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 17

2.2. Trình tự thí nghiệm

Theo [2], sử dụng quy hoạch quay cấp II Box - Hunter với số yếu tố ảnh hưởng k = 2. Như vậy, tổng cộng cần tiến hành thực hiện 13 thí nghiệm (N = 13) với:

- Số thí nghiệm ở nhân phương án: 2k = 4

- Số thí nghiệm ở các điểm (*): 2.k = 4

- Số thí nghiệm ở tâm phương án: no = 5

Gọi, x1 và x2 là các biến ảo được mã hoá từ các biến thực t và Sn tương ứng. Trình tự các thí nghiệm theo ma trận trong Bảng 1.

Bảng 1. Ma trận thí nghiệm

Mức, khoảng biến thiên của các yếu tố như Bảng 2.

Bảng 2. Các mức, khoảng biến thiên của các yếu tố (đã làm tròn)

Biến thực

Các mức của biến ảo Khoảng

biến thiên

Mức + (+1,414)

Mức trên(+1)

Mức cơ sở (0)

Mức dưới (-

1)

Mức - (-1,414)

t 0,17 0,15 0,10 0,05 0,03 0,05

Sn 0,55 0,48 0,32 0,16 0,09 0,16

Khi đó, phương trình hồi quy thực nghiệm biểu diễn mối quan hệ giữa độ nhám và chiều sâu cắt cùng lượng chạy dao ngang có dạng:

k k k2

0 i i ij i j ii i

i 1 i , j 1; i 1i j

y b b .x b .x .x b .x

(1)

2.3. Kết quả thí nghiệm

Tiến hành 13 thí nghiệm như bảng1 với số lần lặp là 2, được 26 chi tiết như Hình 1.

Kết quả sau khi đo độ nhám tương ứng với từng thí nghiệm được cho trong Bảng 3.

Bảng 3. Kết quả thí nghiệm

TT x1 (t) x2 (Sn) y1(Ra) y2(Ra)

1 0,05 0,16 0,32 0,36

2 0,15 0,16 0,18 0,2

3 0,05 0,48 0,33 0,31

4 0,15 0,48 0,32 0,35

5 0,03 0,32 0,35 0,43

6 0,17 0,32 0,21 0,22

7 0,1 0,09 0,19 0,18

8 0,1 0,55 0,2 0,21

9 0,1 0,32 0,21 0,2

10 0,1 0,32 0,18 0,19

11 0,1 0,32 0,22 0,19

12 0,1 0,32 0,21 0,2

13 0,1 0,32 0,22 0,25

Hình 1. Chi tiết sau khi gia công và máy đo độ nhám bề mặt Taylor-Hobson

2.4. Xử lý kết quả thí nghiệm

Theo [2], trình tự xác định phương trình hồi quy thực nghiệm theo quy hoạch quay cấp II Box - Hunter bằng cách giải các phương trình ma trận, nhận được các công thức tính các hệ số và phương sai:

n k n2

0 1 j 2 ij j

j 1 i 1 j 1

b a y a x .y

(2)

n

i 3 ij jj 1

b a x .y , i 1 k

(3)

n

iu 4 ij uj jj 1

b a x .x .y , u i; i, u 1 k

(4)

n k n k2 2

ii 5 ij j 6 ij j 7 i

j 1 i 1 j 1 i 1

b a x .y a x .y a y

(5)

0

2 2b 1 tsS a .S (6)

i

2 2b 3 tsS a .S

(7)

iu

2 2b 4 tsS a .S

(8)

ii

2 2 2b 5 6 ts 7 tsS a a S a .S (9)

TT x0 x1 x2 x1x2 x12 x2

2

1 + - - + + +

2 + + - - + +

3 + - + - + +

4 + + - + + +

5 + -1,414 0 0 2 0

6 + +1,414 0 0 2 0

7 + 0 -1,414 0 0 2

8 + 0 +1,414 0 0 2

9 + 0 0 0 0 0

10 + 0 0 0 0 0

11 + 0 0 0 0 0

12 + 0 0 0 0 0

13 + 0 0 0 0 0

18 Nguyễn Tuấn Nhân, Lưu Đức Bình

Phương sai tái sinh được xác định theo các thí nghiệm ở tâm quy hoạch.

0n 2

0 0u

2 u 1ts

0

y y

Sn 1

(10)

với số bậc tự do tái sinh:

fts = n0 – 1. (11)

Tổng dư bình phương các giá trị hàm mục tiêu tính theo phương trình hồi quy:

n 2

pt i i

i 1

S y y

(12)

Tổng dư bình phương các giá trị hàm mục tiêu tính theo thực nghiệm:

0n 2

0 0tn u u

u 1

S y y

(13)

Số bậc tự do của phương sai dư là:

fdu = n - h - (n0 - 1) (14)

với: h là số tham số bi có nghĩa trong phương trình hồi quy.

Phương sai dư được tính:

pt tn pt tn2

du

du 0

S S S SS

f n h n 1

(15)

Chuẩn số Fisher được tính:

2du

t 2ts

SF

S

(16)

Lựa chọn độ tin cậy của thống kê là 95% trong kiểm tra tính tương thích của mô hình toán theo chuẩn Fisher. Sau khi giải bằng phần mềm Excel, kết quả đạt được phương trình hồi quy như sau:

1 2

2

1 2 1

y 0, 21108 0, 04781.x 0, 01916.x

0, 04125.x .x 0, 058877.x

(17)

Trả về lại biến thực, ta có phương trình hồi quy thực nghiệm biểu diễn mối quan hệ ảnh hưởng của chiều sâu cắt cùng lượng chạy dao ngang đến độ nhám bề mặt chi tiết C40 khi mài phẳng trên máy Arca là:

Ra = 0,173 - 0,00639.t + 0,0019.Sn +

+ 0,0002.t.Sn + 0,00015.t2 (18)

3. Nhận xét kết quả

Từ (18) nhận thấy, cả hai thông số là lượng chạy dao ngang Sn và chiều sâu cắt t đều có ảnh hưởng đến độ nhám bề mặt chi tiết gia công, nhưng ở các mức độ khác nhau.

Dùng Matlab để vẽ đồ thị biểu diễn sự ảnh hưởng theo phương trình (18), Hình 2.

Có thể đưa ra mấy nhận xét:

- Chiều sâu cắt t có ảnh hưởng lớn hơn, ảnh hưởng đến độ nhám có dạng đường parabol.

- Lượng chạy dao ngang Sn có ảnh hưởng đến độ nhám nhỏ hơn so với chiều sâu cắt t. Khi tăng giá trị Sn thì độ nhám sẽ giảm.

- Giá trị độ nhám thấp nhất đạt được là 0,17798m với cặp giá trị (t, Sn) tương ứng lựa chọn theo đồ thị (Hình 2b).

Giải thích như sau:

- Độ nhám bề mặt chi tiết mài hình thành chủ yếu bởi các vết cào xước chồng lên nhau của các điểm cắt trên các hạt mài có chiều cao không bằng nhau. Về nguyên tắc, khi chiều sâu mài t lớn hơn chiều cao nhô lên mặt đá của các hạt mài thì việc thay đổi chiều sâu mài t không làm thay đổi độ nhám bề mặt. Tuy nhiên, khi chiều sâu mài t tăng cao, sẽ sinh ra các yếu tố ảnh hưởng khác như: biến dạng dẻo lớp vật liệu bề mặt, rung động, nhiệt cắt, lực cắt tăng lên… Đây chính là các yếu tố ảnh hưởng trực tiếp đến độ nhám của bề mặt chi tiết gia công. Tổng hợp lại dẫn đến độ nhám bề mặt tăng lên. Mặt khác, nếu giảm chiều sâu cắt t quá nhỏ sẽ làm cho các hạt mài không cắt gọt được. Tại vùng cắt sẽ xảy ra hiện tượng trượt, làm độ nhám bề mặt chi tiết tăng lên.

- Khi tăng lượng chạy dao ngang Sn sẽ làm giảm các vết “xếp chồng” giữa các vết gia công để lại sau mỗi lần chạy dao dọc trên bề mặt gia công, dễ hiểu là điều này sẽ dẫn đến độ nhám của bề mặt chi tiết giảm.

Hình 2. Đồ thị biểu diễn quan hệ giữa t, Sn đến R

a

4. Kết luận

Bài báo đã trình bày các thí nghiệm, số liệu thí nghiệm và quá trình xử lý số liệu thực nghiệm, đưa ra được phương trình biểu diễn sự ảnh hưởng của chiều sâu cắt và lượng chạy dao ngang đến độ nhám bề mặt chi tiết bằng vật liệu C40 khi gia công trên máy mài phẳng Arca.

Trên cơ sở các kết quả nhận được từ thực nghiệm, đưa ra được một số nhận xét về xu hướng ảnh hưởng của từng

a)

b)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 19

thông số đến độ nhám bề mặt; xây dựng được đồ thị xác định giá trị các thông số tương ứng với giá trị độ nhám mong muốn khi gia công các chi tiết máy bằng vật liệu thép C40 trên máy mài phẳng Arca, tạo điều kiện cho việc lựa chọn hợp lý giá trị các thông số gia công cho từng bước công nghệ trong sản xuất.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Nguyễn Tuấn Nhân, Nghiên cứu ảnh hưởng của một số thông số công nghệ đến độ nhám bề mặt chi tiết khi gia công trên máy mài

phẳng, Luận văn Thạc sĩ kỹ thuật, Đại học Đà Nẵng, 2014.

[2] Lưu Đức Bình, Quy hoạch thực nghiệm trong lĩnh vực Cơ khí, Giáo trình Cao học, Đại học Đà Nẵng, 2013.

[3] GS. TSKH. Nguyễn Phùng Quang, Matlab và Simulink dành cho kỹ sư điều khiển tự động, Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 2005.

[4] Ngô Kiên Dương, Một số biện pháp công nghệ nâng cao độ chính xác, chât lượng bề mặt chi tiết gia công khi mài thép không rỉ. Ứng dụng để gia công tinh các loại khuôn trong ngành dược phẩm, Luận văn Thạc sĩ kỹ thuật, Đại học Thái Nguyên, 2009.

[5] Nguyễn Thị Linh, Nghiên cứu chất lượng bề mặt gia công khi mài thép SUJ2 bằng đá mài CBN trên máy mài phẳng, Luận văn Thạc sĩ kỹ thuật, Đại học Thái Nguyên, 2009.

(BBT nhận bài: 22/04/2015, phản biện xong: 24/05/2015)

20 Hồ Thị Kiều Oanh, Lê Thị Kim Oanh

HOÀN THIỆN QUẢN LÝ THỰC HIỆN DỰ ÁN XÂY DỰNG TẠI VIỆT NAM NHÌN TỪ CÁC HÌNH THỨC THỰC HIỆN DỰ ÁN Ở CÁC NƯỚC PHÁT TRIỂN

STRENGTHENING CONSTRUCTION PROJECT MANAGEMENT IN VIETNAM FROM A CRITICAL REVIEW OF PROJECT DELIVERIES IN DEVELOPED COUNTRIES

Hồ Thị Kiều Oanh, Lê Thị Kim Oanh

Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; hothikieuoanh@gmail.com, ltkoanh@dut.udn.vn

Tóm tắt - Hình thức tổ chức thực hiện dự án luôn đóng một vai tròquan trọng trong sự thành công của mỗi dự án trên cơ sở thiết lậpquan hệ giữa các bên tham gia trong dự án. Hiện nay, ở hầu hếtcác nước tiên tiến đã có một sự thống nhất chung về các hình thứctổ chức thực hiện dự án cũng như những nguyên tắc hoạt độngcủa nó. Điều này tạo sự thuận lợi đáng kể cho quá trình thực hiệncác dự án đầu tư đa quốc gia trên thế giới. Dựa trên nghiên cứuso sánh về lý thuyết, bài báo này sẽ đánh giá về các hình thức thựchiện dự án ở các nước tiên tiến và đề xuất việc áp dụng các hìnhthức đó vào các dự án ở Việt Nam một cách hợp lý trên cơ sở cáchình thức đang được sử dụng, nhằm góp phần thúc đẩy hội nhậpquốc tế mạnh mẽ hơn nữa trong lĩnh vực quản lý dự án xây dựng.

Abstract - The project delivery always plays an important role inproject success because of the relationship establishment amongdifferent stakeholders in projects. Currently, there are numbers ofcommon deliveries in most developed countries as well as thebasic principles in these delivery operations. This createssignificant advantages in the process of carrying out multinationalinvestment projects in the world. However, there is still the difficultyin selecting project deliveries in Vietnam. Based on the theoreticalreview method, this study thus will assess project deliveries indeveloped countries and recommend the implementation of thesedeliveries in Vietnam properly which positively supportsinternational economic intergration particularly in constructionindustry as well as in construction project management.

Từ khóa - hình thức tổ chức thực hiện dự án; chủ đầu tư trực tiếpquản lý dự án; tư vấn quản lý dự án; chìa khóa trao tay; ban quảnlý dự án.

Key words - project deliveries; investors directly manage projects;consultants of project management; turnkey delivery; projectmanagement unit.

1. Đặt vấn đề

Bất kì một dự án từ đơn giản đến phức tạp đều được thực hiện bằng sự tham gia của các bên liên quan đến dự án. Sự quy định về trách nhiệm, nghĩa vụ và quyền hạn của các bên được xác định bằng hợp đồng ngay khi hình thức tổ chức thực hiện dự án được lựa chọn [1]. Do đó, để dự án đạt được những thành công theo kỳ vọng đã đề ra, chủ đầu tư cần lựa chọn một hình thức tổ chức thực hiện dự án hợp lý ngay từ những giai đoạn bắt đầu. Theo hiệp hội các nhà thầu của Mỹ (AGC), hình thức tổ chức triển khai thực hiện dự án là một nguyên tắc quan trọng để xác lập phương thức quản lý con người, bởi vì sự thành công hay thất bại của việc tổ chức thực hiện dự án đều liên quan đến con người, đặc biệt về phương diện khả năng hợp tác, mức độ tin tưởng và quá trình thực hiện [2].

Hiện nay, các nước tiên tiến trên thế giới đã có sự thống nhất về những hình thức triển khai thực hiện dự án nhằm tạo điều kiện thuận lợi cho quá trình thực hiện các dự án đa quốc gia. Tuy nhiên, các dự án tương tự tại Việt Nam vẫn gặp những khó khăn trong sự lựa chọn một hình thức tổ chức triển khai thực hiện dự án phù hợp với thông lệ chung của quốc tế. Vì vậy, bài báo này sẽ đưa ra những đánh giá và so sánh giữa các hình thức tổ chức thực hiện dự án ở các nước tiên tiến và ở Việt Nam, trên cơ sở đó đề xuất cách thức ứng dụng các hình thức phổ biến ở các nước tiên tiến vào Việt Nam một cách hiệu quả và đạt được những mục tiêu đề ra. Ngoài ra, nghiên cứu này sẽ hỗ trợ các nhà đầu tư trong viêc lựa chọn hình thức tổ chức thực hiện dự án thích hợp với tính chất của dự án đa quốc gia để tạo thuận lợi cho sự thành công của các dự án này khi triển khai tại Việt Nam.

2. Các hình thức tổ chức thực hiện dự án tại các nước tiên tiến

Ngày nay, có rất nhiều hình thức tổ chức thực hiện dự án khác nhau được sử dụng trên thế giới, nhưng nhìn chung đều tập trung vào 3 hình thức chủ yếu, đó là hình thức thiết kế - đấu thầu - xây dựng (Design – Bid – Building hay DBB) theo truyền thống, hình thức chìa khóa trao tay (Design – Build hay DB) và hình thức quản lý xây dựng – chia sẻ rủi ro (Construction Management at risk hay CM)

2.1. Hình thức DBB truyền thống

Trong hình thức này, chủ đầu tư lựa chọn tư vấn thiết kế để hoàn thành nhiệm vụ thiết kế (gồm bản vẽ và thuyết minh). Sau khi hoàn thành phần thiết kế, quá trình mời thầu thi công được thực hiện và xác định hợp đồng xây dựng dựa vào những tài liệu thiết kế đã hoàn thành [2], [3]. Chủ đầu tư chịu trách nhiệm về những chi tiết của thiết kế và sự đảm bảo chất lượng của những tài liệu thiết kế đối với nhà thầu xây dựng.

Về cơ bản, hình thức quản lý thực hiện dự án DBB có những đặc trưng như sau:

- Chủ đầu tư sẽ ký hợp đồng riêng biệt cho hai nhiệm vụ thiết kế và xây dựng. Điều này có nghĩa là có ít nhất hai nhà thầu riêng biệt được ký hợp đồng.

- Các tài liệu thiết kế trong hình thức này phải được hoàn thành hoàn toàn (100% khối lượng) trước khi thực hiện tuyển chọn nhà thầu cho giai đoạn xây dựng. Vì vậy, quy mô và tính chất của dự án được xác định đầy đủ trong giai đoạn thiết kế và sự đánh giá lựa chọn nhà thầu thông thường theo phương pháp giá thấp nhất.

Các giai đoạn trong vòng đời của dự án được thực hiện tuần tự từng giai đoạn theo đường thẳng (Hình 2) làm cho

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 21

Lựa chọn nhà Thầu

Đấu thầu Ngân sách

Thiết kế Xây dựng Xác định DA

Lựa chọn nhà Thầu

GMP

Xác định DA Thiết kế

Xây dựng

Rút ngắn tiến độ Ngân sách

thời gian của dự án dài hơn so với các hình thức tổ chức thực hiện dự án khác.

- Vai trò và trách nhiệm của các bên tham gia dự án dễ dàng được quy định rõ ràng và cụ thể trong quá trình thực hiện dự án.

Hình 1. Hình thức thực hiện dự án truyền thống (DBB)

Hình 2. Các giai đoạn trong hình thức DBB

- Không có sự hỗ trợ sớm của nhà thầu thi công trong thiết kế của dự án và chủ đầu tư phải thực hiện nhiều kiểm soát với quá trình thiết kế hơn các hình thức khác.

Do vậy, hình thức tổ chức thực hiện dự án theo truyền thống thích hợp áp dụng cho những dự án ít phức tạp và yếu tố chi phí được đặc biệt quan tâm trong khi yếu tố thời gian lại không có những yêu cầu quá khắt khe. Đồng thời, dự án cũng ít có những thay đổi và chủ đầu tư có thể kiểm soát được toàn bộ thiết kế của dự án.

2.2. Hình thức chìa khóa trao tay (DB)

Chủ đầu tư sẽ lựa chọn và ký hợp đồng với tổng thầu thực hiện nhiệm vụ thiết kế và xây dựng cho toàn bộ dự án. Thông qua sự mô tả về dự án, tổng thầu sẽ ước tính chi phí của dự án và chịu toàn bộ trách nhiệm về thực hiện các công việc của một dự án (Hình 3)

Với cách tổ chức thực hiện dự án như vậy, dự án có thể đạt được những ưu thế nổi trội trong tiết kiệm thời gian và chi phí nếu tổng thầu có kinh nghiệm và năng lực cao. Bên cạnh đó, tổng thầu sẽ chịu trách nhiệm về toàn bộ rủi ro trong quá trình thực hiện dự án.

Hình 3. Mô hình chìa khóa trao tay (DB) [3]

Thời gian trong dự án được rút ngắn bởi sự bắt đầu sớm của giai đoạn xây dựng ngay khi giai đoạn thiết kế chưa hoàn thành 100% khối lượng (Hình 4). Vì vậy, hình thức này có thể đem lại nhiều ưu thế đối với những dự án có yêu cầu nghiêm ngặt về tiến độ thực hiện công trình.

Hình 4. Các giai đoạn trong hình thức DB

Hình thức tổ chức thực hiện dự án DB còn có một ưu điểm nổi bật là có sự tham gia sớm của nhà thầu xây dựng trong giai đoạn thiết kế [3]. Điều này có nghĩa là thiết kế được tăng tính khả thi và đồng thời có thể phát huy được những sáng tạo trong quá trình làm việc chung của nhóm Thiết kế - Xây dựng (DB).

Về phạm vi áp dụng, thông thường hình thức này khá phù hợp đối với những dự án có yêu cầu cao về yếu tố thời gian và ít có những thay đổi trong thiết kế từ chủ đầu tư. Hoặc các dự án quen thuộc, mang tính truyền thống nhằm mang đến những lợi thế trong kiểm soát chi phí của dự án và sản phẩm tạo thành của dự án.

2.3. Hình thức quản lý xây dựng – chia sẻ rủi ro (CM)

Hình thức này tạo điều kiện cho chủ đầu tư linh hoạt lựa chọn nhà thầu với nhiều yêu cầu khác nữa bên cạnh yêu cầu về chi phí và thời gian. Những yêu cầu khác này thường gồm các yêu cầu về nguồn nhân lực, kinh nghiệm và sự ổn định của doanh nghiệp [4]. Trong hình thức này, nhà quản lý xây dựng sẽ được tham gia cùng trong đội ngũ của chủ đầu tư. Nhà quản lý xây dựng chia sẻ trách nhiệm rủi ro trong quá trình xây dựng và đảm bảo quá trình thi công hoàn thành trong phạm vi chi phí đã thương lượng.

Nhà quản lý xây dựng thực hiện tư vấn chuyên môn của quản lý xây dựng, theo dõi tiến độ của dự án và có thể tham gia tư vấn sớm về thiết kế (nếu cần) và lên kế hoạch thực hiện dự án hợp lý (Hình 5)

Hình 5. Mô hình Quản lý xây dựng – chia sẻ rủi ro [4]

Trong hình thức quản lý xây dựng – chia sẻ rủi ro, nhà quản lý xây dựng sẽ chịu trách nhiệm về quản lý hợp đồng đối với các nhà thầu phụ và các nhà cung ứng, đồng thời chịu trách nhiệm về rủi ro tài chính của dự án. Nếu dự án thực hiện quản lý rủi ro bằng hình thức đảm bảo theo giá tối đa (Guaranteed Maximum Price) thì nhà quản lý xây

Các nhà cung ứng và thầu phụ

Chủ đầu tư

Nhà Qlda (nếu cần)

Tư vấn thiết kế

Nhà thầu

Chủ đầu tư

Nhà Qlda (nếu cần)

Tổng thầu (Thiết kế - Xây dựng)

Thiết kế Xây dựng

Các nhà cung ứng và thầu phụ

Chủ đầu tư

Nhà Qlda (nếu cần)

Nhà quản lý xây dựng

Tư vấn thiết kế

22 Hồ Thị Kiều Oanh, Lê Thị Kim Oanh

Rút ngắn tiến độ (nếu cần thiết) Lựa chọn

Quản lý xây dựng

GMP

Ngân sách

Xác định DA Thiết kế Xây dựng

dựng sẽ chịu trách nhiệm ước tính và thông báo cho chủ đầu tư về giá trị của khoản tiền này. Khi kết thúc dự án, nếu GMP được tiết kiệm thì sẽ phân chia cho chủ đầu tư và nhà quản lý xây dựng. Do đó, hình thức này sẽ giảm thiểu được rủi ro rõ rệt cho chủ đầu tư trong quản lý dự án (Qlda).

Hình thức này cũng tạo nhiều cơ hội cho chủ đầu tư để kiểm tra và quản lý sự thay đổi trong thiết kế và quy mô dự án. Bên cạnh đó, chủ đầu tư có thể đưa được ý kiến của nhà thầu vào trong những quyết định về thiết kế và kế hoạch dự án. Như vậy, nó sẽ làm giảm những xung đột giữa thiết kế và thi công và đem lại nhiều lợi ích cho chủ đầu tư.

Đối với hình thức này, có thể thực hiện rút ngắn tiến độ khi cần thiết, nhưng không thể rút ngắn tiến độ như hình thức DB vì nhà thầu thiết kế và nhà thầu xây dựng là hai nhà thầu hoàn toàn độc lập với nhau và quá trình lựa chọn tư vấn thiết kế và nhà quản lý xây dựng là hoàn toàn khác nhau, căn cứ vào năng lực của từng bên.

Hình 6. Các giai đoạn trong hình thức quản lý xây dựng – chia sẻ rủi ro

Hình thức quản lý xây dựng – chia sẻ rủi ro thích hợp cho những dự án có yêu cầu sáng tạo và mới lạ, đồng thời có những yêu cầu khá khắt khe về tiến độ. Hình thức này cũng áp dụng cho những dự án có những thay đổi tiềm ẩn, khó xác định hoặc những dự án có những yêu cầu cao về quản lý xây dựng dotính chất phức tạp của yêu cầu kỹ thuật và sự kết hợp của tiêu chuẩn và quy chuẩn.

3. Các hình thức tổ chức quản lý thực hiện dự án tại Việt Nam

Các hình thức tổ chức quản lý thực hiện dự án tại Việt Nam cho đến nay đã có nhiều thay đổi để thích hợp đối với những nhu cầu của chủ đầu tư về quản lý dự án. Năm 1995, theo Thông tư 18/1995/BXD-VKT, có 4 hình thức tổ chức quản lý thực hiện dự án: hình thức chủ đầu tư trực tiếp quản lý dự án, hình thức chủ nhiệm điều hành dự án, hình thức chìa khóa trao tay và hình thức tự làm [5].

Tuy nhiên, năm 2000 đã có những thay đổi trong các qui định của các hình thức tổ chức quản lý thực hiện dự án mặc dù vẫn duy trì 4 hình thức tương tự năm 1995. Đối với hình thức chủ đầu tư trực tiếp quản lý dự án, đã có sự bổ sung trường hợp bộ máy của chủ đầu tư không đủ khả năng Qlda, có thể thành lập Ban Qlda trực thuộc chủ đầu tư để thực hiện quản lý. Ban Qlda phải có đủ năng lực chuyên môn và nghiệp vụ để Qlda.

Với hình thức chủ nhiệm điều hành dự án, có sự thay đổi trong quy định lựa chọn chủ nhiệm điều hành dự án. Chủ đầu tư có thể giao cho các ban Qlda chuyên ngành hoặc tư vấn đủ năng lực làm nhiệm vụ này thay vì lựa chọn chủ nhiệm điều hành và ban Qlda như trước. Trong khi, hình thức chìa khóa trao tay có sự thay đổi về trách nhiệm và nhiệm vụ giữa chủ đầu tư và tổng thầu. Theo quy định

tại Thông tư 01/2000/TT-BXD, tổng thầu sẽ thực hiện các nhiệm vụ từ khảo sát, thiết kế, mua sắm thiết bị, xây lắp cho đến khi bàn giao công trình đưa dự án vào khai thác và sử dụng [6]. Điều này có nghĩa nhà thầu chịu trách nhiệm toàn bộ dự án thay vì chỉ chịu trách nhiệm về phần thiết kế và xây dựng như trước. Đối với hình thức tự thực hiện dự án không có những thay đổi so với năm 1995.

Đến năm 2009, đã có sự thay đổi lớn trong các hình thức tổ chức quản lý dự án tại Việt Nam. Theo thông tư 03/2009/TT- BXD, có 2 hình thức tổ chức quản lý dự án: chủ đầu tư trực tiếp quản lý dự án và chủ đầu tư thuê tư vấn quản lý dự án [7].

3.1. Hình thức chủ đầu tư trực tiếp quản lý dự án

Trong hình thức này, chủ đầu tư sẽ trực tiếp quản lý dự án bằng cách sử dụng bộ máy, cơ quan mình để trực tiếp thực hiện quản lý dự án hoặc giao cho ban quản lý do chủ đầu tư thành lập ra để tổ chức quản lý dự án (Hình 7) theo hai mô hình.

Mô hình 1: Chủ đầu tư không thành lập ban Qlda: chủ đầu tư sử dụng bộ máy hiện có của mình để tổ chức thực hiện dự án, áp dụng đối với dự án cải tạo sửa chữa quy mô nhỏ (có tổng mức đầu tư <15 tỷ đồng) [7]. Chủ đầu tư sử dụng tư cách pháp nhân của mình để trực tiếp quản lý thực hiện dự án. Những người được tham gia Qlda làm việc theo chế độ kiêm nhiệm hay chuyên trách.

Hình 7. Hình thức chủ đầu tư trực tiếp quản lý thực hiện dự án

Mô hình 2: Chủ đầu tư thành lập Ban Qlda để giúp mình trực tiếp tổ chức Qlda. Do ban Qlda được chủ đầu tư thành lập nên ban Qlda trực thuộc Chủ đầu tư và có thể sử dụng tư cách pháp nhân của chủ đầu tư hoặc tư cách pháp nhân của ban Qlda để tổ chức Qlda.

Ban Qlda hoạt động theo quy chế do chủ đầu tư ban hành, chịu trách nhiệm trước chủ đầu tư và pháp luật theo nhiệm vụ và quyền hạn được giao.

3.2. Hình thức chủ đầu tư thuê tư vấn quản lý dự án

Với hình thức này, chủ đầu tư sẽ ký hợp đồng với một tư cách pháp nhân khác để tổ chức quản lý dự án. Tư vấn Qlda thực hiện các nội dung quản lý thực hiện dự án theo hợp đồng đã ký kết với chủ đầu tư. Do đó, hợp đồng cần phải nêu rõ phạm vi công việc, nội dung quản lý, quyền hạn và trách nhiệm của tư vấn Qlda và chủ đầu tư. Tư vấn Qlda có trách nhiệm tổ chức bộ máy Qlda và phải có văn bản thông báo về quyền hạn và trách nhiệm của người phụ trách và bộ máy đến chủ đầu tư, nhà thầu và các tổ chức cá

Hoặc

Chủ đầu tư

Bộ máy Qlda (Mô hình 1)

Ban Qlda (Mô hình 2)

Đăng ký

hoạt động

Các đơn vị tư vấn

Nhà thầu

Dự án

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 23

nhân có liên quan (Hình 8).

Tư vấn Qlda được phép thuê thêm các tổ chức cá nhân khác tham gia thực hiện một số phần việc quản lý thực hiện dự án, nhưng phải được chủ đầu tư chấp nhận.

Hình 8. Hình thức chủ đầu tư thuê tư vấn Qlda

Một điều lưu ý đối với chủ đầu tư là phải sử dụng các đơn vị chuyên môn thuộc bộ máy của mình hoặc chỉ định đầu mối để kiểm tra quá trình thực hiện theo hợp đồng.

Các hình thức tổ chức quản lý dự án nêu trên chủ yếu được lựa chọn căn cứ vào nguồn vốn của dự án. Đối với các dự án sử dụng vốn ngân sách nhà nước, chủ đầu tư dựa vào quy mô, tính chất của dự án và điều kiện hoàn cảnh thực tế của đơn vị để lựa chọn hình thức Qlda hợp lý. Tuy nhiên, đối với các nguồn vốn khác thì chỉ khuyến cáo tham khảo và ứng dụng. Có nghĩa là đối với dự án sử dụng nguồn vốn khác thì có thể sử dụng các hình thức tổ chức quản lý dự án khác bên cạnh hai hình thức trên.

4. So sánh giữa các hình thức tổ chức quản lý thực hiện dự án ở Việt Nam với các nước tiên tiến

Từ những hình thức tổ chức quản lý thực hiện dự án ở các nước tiên tiến và Việt Nam trình bày trong phần trên, có thể nhận thấy những khác biệt trên một số khía cạnh:

4.1. Xác lập mối quan hệ giữa các bên tham gia trong các hình thức tổ chức thực hiện dự án

Các hình thức tổ chức thực hiện dự án tại Việt Nam đang tập trung chủ yếu về công tác Qlda với hai trường hợp rõ rệt: chủ đầu tư trực tiếp quản lý dự án và chủ đầu tư gián tiếp quản lý dự án. Nói cách khác, quá trình lựa chọn các hình thức quản lý dự án tùy thuộc hoàn toàn vào năng lực quản lý dự án của chủ đầu tư. Do đó, trong hệ thống pháp luật từ năm 1995 đến nay thường thấy có sự thay đổi trong tên gọi của các hình thức quản lý dự án từ Hình thức tổ chức quản lý dự án – Hình thức quản lý thực hiện dự án – Hình thức tổ chức Qlda. Căn cứ vào đó, các hình thức Qlda có nhiều chỉnh sửa và thay đổi hợp lý hơn với mục tiêu thay đổi tập trung sự chú trọng vào khía cạnh Qlda. Quá trình lựa chọn hình thức quản lý dự án có thể tóm tắt như trong sơ đồ ở Hình 9.

Tuy nhiên, tại các nước tiên tiến, các hình thức tổ chức thực hiện dự án vừa đáp ứng được các yêu cầu của công tác quản lý trong dự án, đồng thời xác định ở mức độ chi tiết và sâu hơn trong việc quy định vai trò của các bên. Điều này có nghĩa là quá trình chọn lựa một hình thức tổ chức điều hành dự án không chỉ dừng lại trong sự lựa chọn về mối quan hệ giữa chủ đầu tư và người quản lý dự án. Sự lựa chọn này còn liên quan đến tư vấn thiết kế, nhà thầu

chính và trách nhiệm của họ trong quá trình thực hiện các nhiệm vụ trong dự án (sơ đồ Hình 10).

Hình 9. Quy trình lựa chọn hình thức Qlda tại Việt Nam

Nhờ vậy, mức độ chi tiết các mối quan hệ này trong mỗi hình thức tổ chức điều hành dự án sẽ được quy định rõ ràng, tạo điều kiện thuận lợi cho chủ đầu tư lựa chọn hình thức hợp lý nhất để sử dụng và giảm những mâu thuẫn và xung đột.

4.2. Khai thác lợi thế hình thức chìa khóa trao tay (DB)

Hình thức DB là một trong những hình thức đang được sử dụng phổ biến tại các nước tiên tiến vì những ưu điểm vượt trội. Đặc biệt là quá trình chuyển đổi mọi rủi ro trong dự án từ chủ đầu tư sang nhà thầu chính, điều này tạo nhiều thuận lợi trong quá trình điều hành thực hiện dự án cho chủ đầu tư [3]. Hơn thế nữa, hình thức DB có thể tạo nên sự tiết kiệm thời gian của dự án; sự tham gia của nhà thầu trong quá trình thiết kế tăng tính khả thi của các bản vẽ. Sự tập trung trách nhiệm về thiết kế và xây dựng vào một nhà thầu tạo nhiều thuận lợi hơn cho chủ đầu tư trong việc tổ chức Qlda. Một điều cần lưu ý là sự lựa chọn nhà thầu chính hay tổng thầu cần phải phù hợp và đáp ứng được các yêu cầu đề ra tốt nhất. Với những ưu thế như vậy, hầu như các dự án lớn tại các nước tiên tiến có khuynh hướng sử dụng hình thức này (ví dụ: London Luton Airport tại Anh, Costa Rica JuanSantamaria Airport của Costa Rica [8], và Museum of Tropical Queensland và Rockdale Garden tại Úc [9])

Tuy nhiên, ở Việt Nam hình thức này vẫn chưa được sử dụng thực sự phổ biến, và nhờ vậy có thể ứng dụng toàn bộ các ưu thế mà hình thức này đem lại, đặc biệt là vai trò duy nhất của nhà thầu chính (tổng thầu) trong nhiệm vụ thiết kế và xây dựng. Trước năm 2009, trong hệ thống văn bản vẫn còn những quy định về hình thức chìa khóa trao (BD delivery): phạm vi được áp dụng, các yêu cầu đối với chủ đầu tư và nhà thầu được lựa chọn ở vai trò tổng thầu. Tuy nhiên, sau năm 2009 hình thức này chỉ được quy định vắn

(-) (+)

(+)

(-)

Hình thành Dự án

Nguồn vốn

Tham khảo và quyết định hình

thức hợp lý

Năng lực Qlda của

CĐT

CĐT trực tiếp Qlda CĐT thuê Tư

vấn Qlda

Không thành lập Ban Qlda

Thành lập ban Qlda Hoặc

Phê duyệt

Chủ đầu tư

Tư vấn Qlda

Người có thẩm quyền quyết định

đầu tư

Các đơn vị tư vấn

Nhà thầu

Dự án

24 Hồ Thị Kiều Oanh, Lê Thị Kim Oanh

tắt trong các văn bản hướng dẫn thực hiện hợp đồng trong xây dựng. Điều này có nghĩa là hình thức chìa khóa trao tay đang được ứng dụng một cách hạn chế trong các dự án có nguồn vốn từ ngân sách nhà nước và làm cho chủ đầu tư khó có thể sử dụng được những lợi thế tối ưu của hình thức này trong quá trình tổ chức điều hành quản lý dự án.

Hình 10. Quy trình lựa chọn hình thức tổ chức Qlda phổ biến trong các dự án quốc tế

4.3. Khả năng rút ngắn thời gian thực hiện dự án (fast-tracking) thông qua sự phối hợp giữa công tác thiết kế và xây dựng trong quá trình thực hiện dự án.

Đối với các nước tiên tiến, chỉ có hình thức truyền thống (DBB) là hình thức thực hiện các công việc trong dự án theo tuần tự, có nghĩa là giai đoạn đấu thầu lựa chọn nhà thầu và thi công chỉ thực hiện sau khi công việc thiết kế được hoàn thành. Điều này có thể làm tiến độ của dự án dài hơn so với việc tổ chức quản lý dự án bằng hình thức chìa khóa trao tay (DB) hay hình thức quản lý xây dựng – chia sẻ rủi ro (CM).

Đối với hình thức DB và CM, chủ đầu tư có thể sử dụng quá trình chồng các giai đoạn như giai đoạn thiết kế và xây dựng một cách hợp lý để rút ngắn tiến độ của dự án thay vì phải thực hiện một cách tuần tự các công việc của dự án. Hơn thế nữa, với cách thực hiện như vậy sẽ dẫn đến sự tham gia sớm của các nhà thầu hay người quản lý xây dựng trong quá trình thiết kế. Điều này sẽ đem lại nhiều lợi thế cho quá trình thiết kế nhờ đó có thể tăng được tính khả thi của thiết kế, tránh được những trở ngại mà trong quá trình thiết kế nhà thiết kế có thể chưa nhận định được ngay.

Điều này hầu như vẫn chưa được thực hiện với các dự

án tại Việt Nam. Hầu hết các dự án tại Việt Nam vẫn được thực hiện theo kiểu truyền thống tức là các bước phải thực hiện một cách tuần tự từ bắt đầu đến khi kết thúc và đưa dự án vào khai thác. Cách thức này, do đó đã bỏ qua những lợi thế trong rút ngắn tiến độ cũng như những lợi ích khác do rút ngắn tiến độ đem lại; điều đó cũng khiến cho các hình thức tổ chức quản lý dự án tại Việt Nam thiếu linh hoạt và khó thích ứng với các yêu cầu đặc biệt của chủ đầu tư đối với dự án.

5. Kết luận

Qua nghiên cứu các hình thức tổ chức quản lý thực hiện dự án trong nước và quốc tế, có thể thấy rằng các hình thức tổ chức Qlda quy định hiện hành ở Việt Nam vẫn chưa thực sự hòa hợp với các hình thức thực hiện dự án ở các nước tiên tiến trên thế giới. Về cơ bản, các hình thức Qlda ở Việt Nam tập trung giải quyết vấn đề về Qlda. Do đó, tại Việt Nam vẫn còn hạn chế về đề cập sâu hơn một số mặt quan trọng trong quá trình thực hiện dự án như quy định về mối quan hệ, trách nhiệm và nhiệm vụ giữa các bên khác nhau khi tham gia vào các dự án với tính chất và quy mô khác nhau.

Hơn nữa, bên cạnh những hình thức truyền thống nên khuyến khích ứng dụng và thực hiện các hình thức mới. Sự áp dụng các hình thức mới này sẽ góp phần nâng cao hiệu quả và hiệu lực trong Qlda về mặt thời gian, chi phí và chất lượng. Điều này cũng mang đến những lợi thế tương đối cho chủ đầu tư khi có những yêu cầu đặc biệt đối với dự án. Các hình thức này sẽ mang nhiều yếu tố đổi mới phong phú và linh hoạt hơn trong lựa chọn hình thức tổ chức thực hiện dự án nhằm đạt được những mục tiêu đề ra cũng như tạo điều kiện cho các hình thức điều hành dự án tại Việt Nam hòa nhập được xu thế chung của thế giới và thúc đẩy việc thu hút đầu tư cho các dự án đa quốc gia tại Việt Nam.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Methods and Contracting Approaches Available for Implementation by the Texas Department of Transportation, FHWA/TX-0-2129-1, Texas Department of Transportation, Austin, TX.

[2] Touran Ali, Gransberg B. D, Molenaar R.K, Ghavamifar K., Mason D.J, Fithian A.L. 2009; A guide book for the Evaluation of Project delivery Method, Transportation Research Board.

[3] CMAA, 2012, An owner’s Guide to Project delivery method, The construction management Association of America.

[4] Tan Y.C. 2006, A handbook for improving Real Estate Project Delivery in Malaysia: Analysis, Comparison and Selecting the best

method, Massachusetts Institute of Technology. [5] Thông tư 18/1995/TT-BXD-VKT về Hướng dẫn việc thực hiện các

hình thức tổ chức quản lý dự án đầu tư và xây dựng.

[6] Thông tư 01/2000/BXD về Hướng dẫn các hình thức quản lý thực hiện dự án đầu tư và xây dựng và đăng ký hoạt động xây dựng.

[7] Thông tư 03/2009/TT-BXD về Quy định chi tiết một số nội dung của nghị định số 12/2009/NĐ-CP ngày 12/02/2009 của Chính phủ về Quản lý dự án đầu tư xây dựng công trình.

[8] The Design- Build Project Delivery Approach for Airports, http://www.copybook.com/airport/missing-slug-random-name-no-5122/articles/the-designbuild-project-delivery-approach-for-airports

[9] Australian Constructors Association, 2001, D& C Project: A Model Procurement Process.

(BBT nhận bài: 27/05/2015, phản biện xong: 26/06/2015)

(-)

(+)

(-)

CĐT cần sự hỗ trợ về xây dựng trước

khi thực hiện

(-)

(+)

(+)

Hình thành Dự án

CĐT muốn hoàn thành

Thiết kế trước XD

Hình thức truyền thống (DBB)

CĐT muốn chia sẻ rủi ro

CM-Agency

CM- at risk

CĐT sử dụng lợi thế về 1 đầu mối trong thiết kế

và xây dựng

Hình thức DB Chìa khóa trao tay

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 25

SỬ DỤNG CÁT TRẮNG ĐỊA PHƯƠNG CHẾ TẠO BÊ TÔNG NHẸ

THE USE OF LOCAL WHITE SAND IN MAKING LIGHTWEIGHT CONCRETE

Đỗ Thị Phượng

Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; dtphuongbmvldn@gmail.com

Tóm tắt - Ở nước ta, nhiều nơi có trữ lượng cát hạt mịn rất lớn.Sử dụng loại cát này trong bê tông xi măng sẽ làm giảm độ lưuđộng, giảm cường độ và tăng lượng dùng xi măng. Bài báo thểhiện kết quả nghiên cứu sử dụng loại cát trắng – cát mịn tại địaphương Đà Nẵng để chế tạo bê tông nhẹ cốt liệu rỗng từ hạtpolystyrol. Bê tông này khá mới mẻ trên thị trường, việc nghiêncứu thành phần và công nghệ sản xuất chưa đầy đủ và đồng bộ.Bằng phương pháp quy hoạch thực nghiệm, xác định được thànhphần tối ưu chế tạo được bê tông có khối lượng thể tích 1032,36kg/m3, cường độ 28 ngày là 6,46 MPa thích hợp làm tấm paneltường nhẹ, gạch block,… trong các công trình xây dựng. Trên cơsở kết quả đạt được, bài báo cũng đề xuất quy trình công nghệ chếtạo bê tông polystyrol, có thể ứng dụng trong các nhà máy sản xuấtbê tông tại Đà Nẵng cũng như tại miền Trung.

Abstract - In our country, many places have large reserves of finesand. Using this sand in the concrete will decrease fluidity, strengthand increase content of cement. This paper shows the result ofusing white sand – fine sand in Da Nang to make lightweightconcrete with hollow aggregate polystyrol. The kind of concrete israther new on the market; study of components and productiontechnology is not quite complete and synchonized. Withexperimental planning method, the theme has determined thecomposition of the best concrete with density of 1032,36 kg/m3 andstrength of 6,46 MPa at 28 days, appropriate to make panels, lightwall panels, block,… in construction. Based on the result obtained,this paper also proppses technology line of polystyrol concretewhich can be applied in concrete factories in Da Nang as well as inthe Central.

Từ khóa - bê tông nhẹ; polystyrol; cốt liệu rỗng; cát mịn; xây dựng. Key words - lightweight concrete; polystyrol; hollow aggregate;fine sand; build/construct.

1. Đặt vấn đề

Từ những năm đầu thập niên 60 của thế kỷ 20, bê tông nhẹ đã được phát kiến và chế tạo bởi Sefton [10] và đó là một bước tiến trong lĩnh vực vật liệu xây dựng. Trong những năm gần đây, người ta thường sử dụng hạt polystyrene để thay thế cho cốt liệu thông thường trong chế tạo bê tông nhẹ [13, 14], hay sử dụng tro bay [14]… và có thể tạo ra bê tông có khối lượng thể tích rất nhỏ 300-800 kg/m3 [9, 11].

Ở nước ta, tại một số tỉnh duyên hải miền Trung, trữ lượng cát mịn là rất lớn, đây là điều kiện thuận lợi cho việc chế tạo bê tông phục vụ các công trình xây dựng. Tuy nhiên, cát hạt mịn có tỉ diện bề mặt lớn và thành phần cỡ hạt mịn chiếm tỷ lệ cao, sẽ làm giảm cường độ bê tông và giảm độ lưu động của hỗn hợp bê tông, làm tăng lượng dùng xi măng [5], và không phải lúc nào cũng thỏa mãn yêu cầu kỹ thuật về thành phần hạt theo TCVN 7570-2006. Vì vậy, việc nghiên cứu sử dụng loại cát này trong chế tạo bê tông mang tính cấp thiết, tận dụng được nguyên liệu địa phương nhưng vẫn đảm bảo các yêu cầu về kỹ thuật. Một hướng mới đề ra là nghiên cứu sử dụng cát mịn - cát trắng địa phương chế tạo bê tông nhẹ cốt liệu rỗng. Để chế tạo bê tông nhẹ cốt liệu rỗng, người ta dùng nhiều loại cốt liệu rỗng khác nhau như keramzit, aglôpôrit, perlit, xỉ bọt, đá bọt, tuf,… Thời gian gần đây, để chế tạo bê tông nhẹ, người ta còn dùng hạt polystyrol nở phồng [5]. Bê tông polystyrol là một sản phẩm khá mới mẻ trên thị trường, đặc biệt tại miền Trung và Tây Nguyên. Một số ứng dụng thử bê tông polystyrol đã được triển khai với quy mô nhỏ trên cơ sở các nghiên cứu tiến hành tại Viện KHCN Xây dựng - Bộ Xây dựng, các sản phẩm đề xuất ứng dụng gồm: tấm lát cách nhiệt hay chống nồm; viên xây nhẹ; panel tường lắp nhanh; kết cấu đổ tại chỗ chống nồm cho sàn, chống nóng cho mái phẳng không cốt thép, mái dốc có cốt thép [7]. Tuy nhiên, các nghiên cứu chưa đề cập đến việc sử dụng cát hạt mịn trong chế tạo bê tông polystyrol. Việc sử dụng bê tông này

mang lại hiệu quả thiết thực cho công trình vì: (i) có khối lượng thể tích nhỏ, nên giảm được tải trọng cho các kết cấu công trình xây dựng, góp phần làm giảm chi phí xây dựng và xử lý nền móng, và (ii) có tính cách âm - cách nhiệt tốt nên giảm được chi phí cho hệ thống kết cấu năng lượng trong các công trình dân dụng. Với những ưu điểm trên, bê tông polystytol rất thích hợp với công trình nhà cao tầng cũng như các công trình xây dựng trên nền đất yếu.

Bài báo tập trung nghiên cứu chế tạo bê tông polystyrol có khối lượng thể tích 1000 kg/m3, mác M3,5 – M10 sử dụng cát trắng tại Nam Ô, TP. Đà Nẵng. Bài toán quy hoạch thực nghiệm được sử dụng để tìm ra cấp phối tối ưu cho bê tông polystyrol với điều kiện đã nêu. Từ kết quả nghiên cứu, bài báo hướng đến việc chế tạo các panel tường nhẹ, gạch block... nhằm tận dụng được nguyên liệu địa phương, đồng thời có thể mở rộng quy mô sản xuất và ứng dụng loại bê tông này tại miền Trung.

2. Kết quả nghiên cứu

2.1. Vật liệu sử dụng

2.1.1. Cát

Trong nghiên cứu, cát trắng Nam Ô, Đà Nẵng được sử dụng với mục đích tận dụng nguyên liệu địa phương cũng như tăng cường độ cho bê tông rỗng sử dụng hạt polystyrol.

Bảng 1. Chỉ tiêu cơ lý của cát

STT Chỉ tiêu Phương pháp thử Kết quả

1 Khối lượng riêng, g/cm3 TCVN 7572-4-06 2,61

2 Độ ẩm, % TCVN 7572-7-06 0,77

3 Khối lượng thể tích xốp, kg/m3 TCVN 7572-6-06 1510

Bảng 2. Thành phần hạt của cát

Cỡ hạt (mm) 5 2,5 1,25 0,63 0,315 0,14 <0,14

ai(%) 0 0 3,1 14,2 41,7 27,3 9,7

26 Đỗ Thị Phượng

Ai (%) 0 0 3,1 17,3 59,0 86,3 96,0

Cát mịn có mô-đun độ lớn Mk= 1,66. Thành phần hạt nằm trong phạm vi cho phép theo TCVN 7570-06.

2.1.2. Cốt liệu polystyrol

Sử dụng hạt polystyrol nở phồng có cỡ hạt 3-5 mm, phân phối bởi công ty TNHH Hoàng Thành, Hà Nội.

Bảng 3. Chỉ tiêu cơ lý của hạt polystyrol

STT Chỉ tiêu Phương pháp thử Kết quả

1 Khối lượng thể tích hạt, kg/m3 25

2 Khối lượng thể tích xốp, kg/m3 TCVN 7572-6-06 12,5

3 Độ ẩm, % TCVN 7572-7-06 0

2.1.3. Xi măng

Xi măng PCB40-Sông Gianh (PCB40-SG), với tính chất như Bảng 4.

Bảng 4. Tính chất cơ lý của PCB40-SG

STT Chỉ tiêu cơ lý Giá trị Phương pháp thử

1

Cường độ nén, N/mm2

+ 3 ngày

+ 28 ngày

20,5

44,7

TCVN 6016-1995

2 Lượng nước tiêu chuẩn, % 33 TCVN 6017-1995

3 Thời gian

đông kết

Bắt đầu, phút 147 TCVN 6017-1995

Kết thúc, phút 222

4 Khối lượng riêng, g/cm3 3,05 TCVN 4030-2003

5 Khối lượng thể tích, kg/m3 1080 TCVN 4030-1985

6 Độ mịn (sót sàng 0,09mm) 8,0 TCVN 4030-2003

Chỉ tiêu cơ lý của loại xi măng trên thỏa mãn quy định trong TCVN 6260-2009.

2.1.4. Phụ gia

Đề tài sử dụng phụ gia Sikament NN của hãng Sika, có gốc Naphtalen Formandehyt Sulfonat, khối lượng thể tích 1,19 – 1,22 kg/l. Phụ gia có tính năng siêu hóa dẻo, giảm nước đáng kể tăng cường độ ban đầu cho bê tông.

2.1.5. Nước

Nước sử dụng phù hợp TCVN 4506-2012.

2.2. Thành phần vật liệu

Khối lượng thể tích của bê tông được quyết định bởi thể tích của hạt polystyrol sử dụng. Do khối lượng thể tích của hạt polystyrol rất nhỏ nên có thể coi thể tích của phần polystyrol chiếm chỗ là phần thể tích rỗng của bê tông. Nên việc thiết kế thành phần bê tông áp dụng phương pháp tính toán kết hợp thực nghiệm, trên cơ sở công thức tính toán cấp phối của bê tông tổ ong [3]. Nhiệm vụ thiết kế: bê tông có khối lượng thể tích 1000 kg/m3, mác M3.5 – M10.

2.2.1. Xác định tỷ lệ nước và tổng lượng dùng vật liệu ở trạng thái khô (N/R)

Tỷ lệ N/R được xác định dựa trên độ chảy (độ xòe) của vữa được đo bằng dụng cụ Suttard [3], [4] theo GOST 277-70. Chọn sơ bộ độ chảy của khối vữa là 14cm tương ứng với giá trị khối lượng thể tích của bê tông là 1000kg/m3 [1].

Khảo sát với tỷ lệ cát/xi măng (C/X) ứng với hàm lượng phụ gia sử dụngta được tỷ lệ nước/rắn (N/R) tương ứng được kết quảtrong Bảng 5.

Bảng 5. Tỷ lệ nước và tổng lượng dùng vật liệu ở trạng thái khô (N/R)

C/X 1,0 1,05 1,1 1,15 1,2 1,25 1,3 1,35 1,4

PG l/100kgX

0,80 0,85 0,87 0,90 0,93 1,0 1,15 1,2 1,22

N/R 0,162 0,159 0,156 0,154 0,152 0,1493 0,149 0,1487 0,1486

Từ kết quả trên, ta nhận thấy: khi xi măng giảm sẽ dẫn đến lượng nước giảm. Tuy nhiên để đảm bảo độ xòe của hỗn hợp vữa là 14 cm, lượng phụ gia siêu dẻo giảm nước tăng lên.

2.2.2. Công thức xác định thành phần bê tông

a. Tính thể tích Polystyrol chiếm chỗ

�� = �� . � (1)

Trong đó:

V: thể tích của hỗn hợp bê tông (lấy V = 1000 l)

rb: độ rỗng của bê tông, tính theo:

�� = 1 −���

��

��

. (� +�

�) (2)

Trong đó:

����� : khối lượng thể tích bê tông ở trạng thái khô (kg/l);

kc: hệ số tính đến lượng nước liên kết hóa học với tổng thành phần rắn ở trạng thái khô (lấy kc= 1,1);

�: thể tích riêng phần của hỗn hợp các thành phần rắn (l/kg). Giá trị của � được xác định:

� =1

�� ��

�� �� =1

�

���+

���

���

(3)

Với:

��� : khối lượng riêng của xi măng (kg/l);

��� : khối lượng riêng của cát (kg/l);

a: hàm lượng % của xi măng trong hỗn hợp rắn (lấy theo các tỷ lệ C/X tại mục 2.2.1).

b. Tính thể tích phần vữa

�� = � − �� − ��� (4)

Trong đó:

�� : thể tích phần vữa;

V: thể tích hỗn hợp bê tông;

VP: thể tích Polystyrol chiếm chỗ;

Vkk: thể tích không khí cuốn vào. ��� = �. �, với� là hàm lượng bọt khí cuốn vào, % (lấy = 0,02%).

c. Tính lượng dùng vật liệu

Tính lượng Polystyrol:

��đđ = ��.

���ạ�

��

(5)

Trong đó:

��đđ: thể tích đổ đống của Polystyrol;

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 27

���ạ�

: khối lượng thể tích hạt của Polystyrol;

�� : khối lượng thể tích đổ đống của Polystyrol.

Tính lượng dùng xi măng, cát, nước

�� = �� + �� + �� =�

���

+�

���

+�

���

(6)

Trong đó:

VC: thể tích của cát;

VX: thể tích của xi măng;

VN: thể tích của nước;

C, X, N, ��� , ��� , ��� : lượng dùng và khối lượng riêng của cát, xi măng và nước.

2.2.3. Chế tạo và bảo dưỡng mẫu

Trên cơ sở các công thức tính thành phần bê tông (Mục 2.2.2), tiến hành tính toán thiết kế cấp phối thành phần bê tông. Sau đó đúc mẫu, xác định các chỉ tiêu cần thiết: cường độ, khối lượng thể tích. Để đảm bảo độ tin cậy trong đánh giá, tác giả tiến hành chế tạo các tổ mẫu kích thước 10x10x10 cm, với các các dữ kiện về các tỷ lệ C/X, N/R, lượng dùng phụ gia trong Bảng 5, chỉ tiêu cơ lý của vật liệu (Mục 2.1). Sau khi chế tạo, mẫu sẽ được đem bảo dưỡng 28 ngày trong điều kiện chuẩn: 27±2°C, độ ẩm ≥90%.

Từ kết quả sơ bộ của các tổ mẫu, nhận thấy với tỷ lệ C/X = 1,25-1,4 và N/R = 0,1493-0,1486 cho bê tông có tính chất đảm bảo yêu cầu về cường độ và khối lượng thể tích.

2.2.4. Quy hoạch thực nghiệm tìm cấp phối tối ưu

Từ kết quả thí nghiệm của các tổ mẫu có C/X = 1,25-

1,4 và N/R = 0,1493-0,1486, tiến hành mã hóa các biến (Bảng 6) và xây dựng ma trận quy hoạch thực nghiệm (Bảng 7). Bài toán quy hoạch thực nghiệm được sử dụng để tìm ra cấp phối tối ưu chế tạo bê tông polystyrol (Hình 1, Hình 2).

Bảng 6. Mã hóa kế hoạch quy hoạch thực nghiệm

Nhân tố Mã hóa

Mức quy hoạch

-1,414 -1 0 1 1,414 Δ

C/X X1 1,28 1,30 1,35 1,40 1,42 0,05

N/R X2 0,14

66 0,1472

0,14

87

0,15

02 0,1508

0,00

15

Hình 1. Bề mặt biểu diễn khối lượng thể tích của bê tông polystyrol

Bảng 7. Ma trận quy hoạch thực nghiệm tính chất bê tông polystyrol

STT X1 X2

Cấp phối bê tông quy hoạch thực nghiệm Độ xòe của hỗn

hợp vữa, cm

Tính chất của bê tông

C, kg X, kg P, l N, l PG, l o ,

kg/m3

R28, MPa

Hp, %

,

Cal/m.0C.h

1 1 1 495,86 354,19 699,51 127,68 4,07 14,5 1080 5,9 5,99 0,39

2 1 -1 495,66 354,04 703,05 125,08 4,43 14,2 1099 5,8 5,40 0,39

3 -1 1 480,39 369,53 700,81 127,66 4,25 14,1 1129 6,2 5,15 0,40

4 -1 -1 480,19 369,38 704,35 125,06 4,62 14,7 1099 6,1 4,35 0,39

5 1,414 0 498,70 351,20 701,04 126,38 3,80 13,9 1085 5,9 5,33 0,39

6 -1,414 0 477,04 372,68 702,85 126,53 3,80 14,1 1104 6,5 4,50 0,40

7 0 1,414 488,33 361,73 699,43 128,19 4,08 14,3 1101 5,8 4,62 0,40

8 0 -1,414 488,05 361,52 704,40 124,55 4,59 14,6 1060 5,8 5,00 0,38

9 0 0 488,19 316,62 701,92 126,37 3,80 14,0 1032 6,3 4,29 0,36

10 0 0 488,19 316,62 701,92 126,37 3,80 14,2 1007 6,5 5,00 0,35

11 0 0 488,19 316,62 701,92 126,37 3,80 14,1 1045 6,4 4,25 0,36

12 0 0 488,19 316,62 701,92 126,37 3,80 14,2 1043 6,6 4,52 0,36

13 0 0 488,19 316,62 701,92 126,37 3,80 14,0 1035 6,4 4,29 0,36

Ghi chú: o , R28, , Hp là khối lượng thể tích khô (thí

nghiệm theo TCVN 3115:1993), cường độ nén (dựa theo TCVN 3118:1993), hệ số truyền nhiệt (tính toán) và độ hút nước (thí nghiệm theo TCVN 3113:1993) của bê tông polystyrol tuổi 28 ngày.

Giải bài toán quy hoạch thực nghiệm, tìm hàm hồi quy khối lượng thể tích của bê tông polystyrol:

Yγ0 = 1032,3983+1,9835X1 – 1,1219X2 +12,25X1X2 + 34,6197X2

1 +27,6175X22

(7)

Khối lượng thể tích của bê tông polystyrol đạt giá trị nhỏ nhất là 1032,36 kg/m3 tại X1= -0,026; X2 = 0,0145

Hay C/X = 1,3487; N/R = 0,1487. Qua bề mặt biểu diễn cũng như phương trình hồi quy, ta thấy: khi C/X giảm (X1

giảm) thì KLTT của bê tông giảm, N/Rtăng (X2 tăng) thì

28 Đỗ Thị Phượng

KLTT của bê tông cũng giảm. Đó là do, khi C/X giảm, lượng cát giảm dẫn tới tổng lượng vật liệu ở trạng thái khô (cát +xi măng) giảm, thể tích hỗn hợp hạt cốt liệu rỗng polystyrol sẽ tăng lên, dẫn đến KLTT của bê tông sẽ giảm. Việc quy hoạch cũng như quá trình thí nghiệm đã tìm ra mức độ tạo rỗng phù hợp (hàm lượng và cấu trúc ổn định của hạt polystyrol). Nên khi N/R ≤ 0,6 thì quan hệ giữa mức độ tạo rỗng = f(N/R) là một hàm đồng biến [1]. Do đó, khi N/R tăng lên thì mức độ tạo rỗng tăng và khối lượng thể tích của bê tông sẽ giảm. Đây cũng là một ưu điểm của bê tông polystyrol so với bê tông bọt. Với bê tông bọt, nếu tính ổn định của bọt kém thì sau khi tạo hình, bọt sẽ bị bẹp và chìm xuống dưới tác dụng của các phần tử vữa, làm giảm mức độ khả năng tạo rỗng, do đó sẽ làm tăng khối lượng thể tích của bê tông.

Hàm hồi quy cường độ của bê tông polystyrol tuổi 28 ngày:

YR28 = 6,44 + 0,8106X1 +0,7501X2 – 0,12X21 – 0,3201X2

2 (8)

Hình 2. Bề mặt biểu diễn cường độ bê tông polystyrol

Cường độ của bê tông polystyrol đạt giá trị lớn nhất là 6,46 MPa tại X1 = 0,3378; X2 = 0,1172 hay C/X = 1,3669; N/R = 0,1489. Qua bề mặt biểu diễn cũng như phương trình hồi quy, ta thấy: khi C/X tăng (X1 tăng), N/R tăng (X2 tăng) thì cường độ bê tông polystyrol tăng. Với bê tông polystyrol thì cường độ phụ thuộc nhiều vào cường độ vách ngăn. Cường độ phần vữa tạo vách ngăn càng cao sẽ đảm bảo cường độ bê tông càng cao, khi các điều kiện khác không thay đổi. Khi lượng cát tăng lên sẽ làm tăng độ đặc chắc của bộ khung cốt liệu vữa, dẫn đến cường độ vữa cao. Tuy nhiên, nếu cát tăng quá nhiều (X1 lớn hơn 0,34), thì diện tích bề mặt hạt tăng lên, lượng chất kết dính lại không đủ khả năng bao bọc cốt liệu, có thể chỉ đủ để gắn kết cốt liệu ở điểm tiếp xúc, làm tăng độ rỗng trong cấu trúc, dẫn đến cường độ bê tông giảm. Cường độ của bê tông, cũng như của vữa còn phụ thuộc vào N/R. Khi chọn được tỷ lệ N/R phù hợp, sẽ tạo được sự kết hợp hài hòa giữa việc đảm bảo độ đặc và cường độ của vữa giữa các vách ngăn. Theo nghiên cứu [1], do N/R = 0,1489 ≤ 0.6 nên khi N/R càng tăng thì cường độ bê tông càng tăng. Tuy nhiên, nếu lượng nước vượt quá giới hạn cho phép, độ rỗng trong bê tông sẽ tăng lên, cường độ bê tông sẽ giảm.

Nhận thấy, điểm cực tiểu của giá trị khối lượng thể tích tìm được tại tâm quy hoạch phù hợp với việc lựa chọn giá trị khi quy hoạch thực nghiệm. Vậy nên ta chọn cấp phối tại tâm quy hoạch là cấp phối tối ưu: X = 316,62Kg;

C = 488,19 Kg; P = 701,92 lít; N = 126,37 lít; PG = 3,8 lít.

2.3. Quy trình công nghệ chế tạo

Việc sản xuất, chế tạo bê tông nhẹ đã được phát triển từ khá lâu ở các nước tiên tiến trên thế giới như Anh, Đức, Mỹ… [10, 12]. Tuy nhiên, tại Việt Nam và đặc biệt tại các tỉnh khu vực miền Trung thì hầu như chưa có nhà máy nào hoàn thiện dây chuyền công nghệ chế tạo loại bê tông nhẹ này. Ngoài ra, từ kết quả nghiên cứu trên ta nhận thấy rằng việc sử dụng cát trắng để chế tạo loại bê tông này là hợp lý, trong khi đó, với các tỉnh khu vực miền Trung nguồn trữ lượng cát trắng là rất lớn và rất ít được sử dụng. Cùng với nhu cầu phát triển của xã hội, đồng thời nhà nước ta đã ban hành quy định việc hạn chế sử dụng gạch đất sét nung trong các công trình xây dựng, việc sản xuất, chế tạo bê tông nhẹ polystyrol tại khu vực các tỉnh miền Trung là thiết thực, vì nó tận dụng được nguyên vật liệu tại địa phương, đồng thời làm giảm chi phí khi xây dựng các công trình dân dụng.

Từ quá trình thực nghiệm chế tạo mẫu tại phòng thí nghiệm và trên cơ sở các nguyên vật liệu và tính chất yêu cầu, tác giả đề xuất quy trình công nghệ chế tạo bê tông nhẹ polystyrol như trong Hình 3. Từ quy trình này, nó sẽ là cơ sở để chúng ta đề xuất một dây chuyền sản xuất loại bê tông này và áp dụng nó tại các nhà máy bê tông tại các tỉnh miền Trung để chế tạo các sản phẩm: tấm, panel tường nhẹ, gạch block...

3. Kết luận và kiến nghị

3.1. Kết luận

- Từ kết quả nghiên cứu của bài báo, chúng ta nhận thấy rằng việc sử dụng cát trắng tại địa phương (Đà Nẵng) chế tạo bê tông nhẹ polystyrol là hoàn toàn hợp lý.

- Đề tài đã sử dụng bài toán quy hoạch thực nghiệm tìm cấp phối tối ưu: X = 316,62 kg; C = 488,19 kg; P = 701,92 lít; N = 126,37 lít; PG = 3,8 lít để chế tạo bê tông nhẹ cốt liệu rỗng polystyrol có khối lượng thể tích 1032,36 kg/m3, cường độ chịu nén Rn28 = 6,46 Mpa, độ hút nước Hp = 4,42 %, hệ số dẫn nhiệt: λ = 0,358 kCal/m.0C.h. So với gạch rỗng đất sét nung cùng cường độ thì bê tông nhẹ polystyrol có khối lượng thể tích nhỏ hơn, độ hút nước nhỏ hơn và khả năng cách nhiệt cao. Với các tính chất này, bê tông nhẹ polystyrol thích hợp sử dụng làm tấm, panel tường, gạch block,… hoặc có thể đổ tại chỗ làm lớp chống nóng cho sàn.

- Sử dụng hạt polystyrol làm cốt liệu cho bê tông, tính toán hàm lượng hạt hợp lý tạo ra mức độ tạo rỗng cao cũng như cấu trúc rỗng ổn định, dẫn đến ưu điểm của bê tông này so với bê tông bọt.

- Dựa trên kết quả nghiên cứu và quá trình chế tạo mẫu, đề tài đã đề xuất được quy trình công nghệ chế tạo bê tông polystyrol, đây là cơ sở để đề xuất dây chuyền công nghệ có thể ứng dụng trong các nhà máy sản xuất bê tông tại các tỉnh miền Trung Việt Nam.

3.2. Kiến nghị

Với các tính năng như trên, chúng ta có thể sử dụng bê tông polystyrol với mục đích chịu lực - cách nhiệt trong điều kiện nắng nóng ở miền Trung. Ngoài ra còn thích hợp với những công trình trên nền đất yếu do khối lượng thể tích nhỏ, giảm tải khối lượng công trình.

Nghiên cứu sử dụng một số các loại phụ gia khoáng từ phế liệu, phế thải công nghiệp. Nghiên cứu sử dụng phế thải từ các tấm xốp thay thế hạt polystyrol nguyên liệu.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 29

Nghiên cứu cát hạt nhỏ, thành phần hạt không có trong quy phạm, chế tạo bê tông nhẹ.

Nghiên cứu thêm về các cấp phối bê tông có các giá trị khối lượng thể tích khác nhau, nhằm mở rộng sự ứng dụng trong xây dựng.

Hình 3. Sơ đồ quy trình công nghệ chế tạo sản phẩm bê tông polystyrol

Hình 4. Mẫu bê tông sau khi đúc

Hình 5. Mẫu bê tông tuổi 28 ngày

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Nguyễn Tấn Quý, Nguyễn Thiện Ruệ, Giáo trình Công nghệ bê tông xi măng, NXB GD, Hà Nội, 2001.

[2] Nguyễn Văn Phiêu, Nguyễn Thiện Ruệ, Trần Ngọc Tính, Công nghệ bê tông xi măng, NXB XD, Hà Nội, 2001.

[3] Bộ môn Công nghệ VLXD, trường Đại học xây dựng, Tài liệu hướng dẫn thí nghiệm Vật liệu cách nhiệt, Hà Nội, 2006.

[4] Nguyễn Như Quý, Công nghệ vật liệu cách nhiệt, NXB XD, Hà Nội, 2002.

[5] IU.M.Bazenov, Bạch Đình Thiên, Trần Ngọc Tính, Công nghệ bê tông xi măng, NXB XD, Hà Nội, 2004.

[6] Nguyễn Minh Tuyển, Quy hoạch thực nghiệm, NXB Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 2005

[7] http://www.gachdatviet.com/Be-tong-polystyrol.html

[8] TCVN 6016-1995; TCVN 6017-1995; TCVN 4030-2003; TCVN 4030-1985; TCVN 6260-2009; TCVN 7570-2006; TCVN 7572-2006; TCVN 302-2004; GOST 277-70.

[9] K.Okan, M.A.H. Khandaker, O.Erdogan, L.Mohamed, S. Emre, 2012, Effect of metakaolin content on the properties self-consolidating lightweight concrete, Construction and Buiding Materials, vol. 31, p. 320-325.

[10] RC Sefton, 1966. Lightweight concrete- US Patent 3,272,765.

[11] A.M. Neville. Properties of Concrete. The Pitman Press, London, (1981)

[12] S. Ben, S.R. Rasiah, 1997. Engineering properties of lightweight concrete containing crushed expanded polystyrene waste. Advances in Materials for Cementitious Composites.

[13] D.S. Babu, K.G. Babu, T-H. Wee, 2006. Efect of polystyrene aggregate size on strength and moisture migration characteristics of lightweight concrete. Cement and Concrete Composites, Vol. 28(6), p. 520-527.

[14] D.S. Babu, K.G. Babu, T-H. Wee, 2006.Properties of lightweight expanded polystyrene aggregate concretes containing fly ash. Cement and Concrete Research, Vol. 35(6), p. 1218-1223.

(BBT nhận bài: 16/04/2015, phản biện xong: 13/05/2015

30 Đinh Thành Việt, Trần Hồng Quân

NGHIÊN CỨU CÁC CHỈ SỐ ĐỘ TIN CẬY CUNG CẤP ĐIỆN ĐIỆN LỰC THANH KHÊ – THÀNH PHỐ ĐÀ NẴNG

A RESEARCH ON RELIABILITY INDICES AT THANH KHE POWER – DA NANG CITY

Đinh Thành Việt1, Trần Hồng Quân2 1Đại học Đà Nẵng; dtviet@ac.udn.vn

2Công ty Điện lực Đà Nẵng; hongquandnpc@gmail.com

Tóm tắt - Bài báo trình bày việc nghiên cứu các chỉ số độ tin cậycung cấp điện tại Điện lực Thanh Khê – Thành phố Đà Nẵng theoThông tư 32 của Bộ Công thương trên cơ sở tiêu chuẩn IEEE1366-2012. Các chỉ số độ tin cậy cung cấp điện của Điện lực ThanhKhê được tính toán, sau đó phân tích các nguyên nhân ảnh hưởngvà trên cơ sở này xác định các nguyên nhân chính ảnh hưởng lớntới độ tin cậy cung cấp điện. Từ đó đề xuất các giải pháp khác nhauđể cải thiện các chỉ số độ tin cậy cung cấp điện. Phân tích tính khảthi khi thực hiện các giải pháp trong thực tế quản lý vận hành lướiđiện phân phối tại Điện lực Thanh Khê. Xác định hiệu quả các giảipháp đối với việc cải thiện các chỉ số độ tin cậy cung cấp điện. Ápdụng các giải pháp vào thực tế của Điện lực Thanh Khê để cảithiện độ tin cậy cung cấp điện.

Abstract - This paper presents the research results of PowerDistribution Reliability indices at Thanh Khe Power – Da Nang cityaccording to Decree No.32/2010/TT-BCT of the Ministry of Industryand Trade, based on IEEE Standard 1366-2012. Reliability indicesof Thanh Khe Power have been calculated, therefore, causes ofoutages have been analyzed to define the main factors which havestrong influence on the power supply reliability. Then, differentsolutions to improve reliability indices have been proposed.Feasibility of solutions used for managing and operating ThanhKhe Power Distribution Network has also been analyzed. Effect ofthose solutions for improving reliability indices has been found out.The solutions proposed may be applied to Thanh Khe Power inpractice for improving power supply reliability.

Từ khóa - lưới điện phân phối; độ tin cậy; giải pháp; SAIDI; SAIFI. Key words - distribution power network; reliability; solution; SAIDI;SAIFI.

1. Đặt vấn đề

Việc gián đoạn cung cấp điện sẽ gây ra các hậu quả chính trị - xã hội và kinh tế to lớn đối với quốc gia. Đối với các phụ tải mà việc gián đoạn cung cấp điện có thể gây nên các hậu quả về kinh tế - chính trị - xã hội, phụ tải phải được cung cấp điện với độ tin cậy cao nhất có thể.

Thiệt hại do gián đoạn cung cấp điện cho khách hàng cũng được xem là chi phí độ tin cậy của khách hàng. Đây là chỉ số rất quan trọng trong các bài toán phân tích đánh giá độ tin cậy lưới điện phân phối.

Thiệt hại do gián đoạn cung cấp điện khách hàng là vấn đề phức tạp và là cơ sở rất quan trọng trong việc hoạch định chính sách về độ tin cậy của các Cơ quan quản lý Nhà nước về điện (Cục Điều tiết Điện lực). Khách hàng hầu như đều yêu cầu ở mức độ cao về độ tin cậy cung cấp điện. Tuy nhiên, khi các Công ty Điện lực đang từng bước được cổ phần hoá, hoạt động theo cơ chế thị trường, việc lựa chọn thực hiện các giải pháp để nâng cao độ tin cậy cung cấp điện cần được cân nhắc trên cơ sở hiệu quả đem lại so với chi phí thực hiện các giải pháp đó.

Với định hướng phát triển ngành Điện theo hướng đa dạng hóa sở hữu, hình thành thị trường điện trong nước, trong đó Nhà nước giữ độc quyền ở khâu truyền tải và chi phối trong khâu sản xuất và phân phối điện, nâng cao chất lượng cung cấp điện là yếu tố quyết định hàng đầu đối với các Công ty Điện lực khi tham gia vào thị trường bán buôn điện cạnh tranh.

Chất lượng cung cấp điện ngoài các yêu cầu về điện áp, tần số thì tính liên tục cấp điện cho khách hàng cũng là một yêu cầu hết sức quan trọng.

Nhà máy điện thường được xây dựng ở nơi gần nguồn nhiên liệu hoặc việc chuyên chở nhiên liệu thuận lợi, trong khi đó các trung tâm phụ tải lại ở xa nên phải dùng lưới truyền tải để chuyển tải điện năng đến các hộ phụ tải. Vì lý

do kinh tế và an toàn, người ta không cung cấp trực tiếp cho các phụ tải bằng lưới truyền tải mà sử dụng lưới điện phân phối, đây là khâu cuối cùng của hệ thống điện, đưa điện năng trực tiếp đến hộ tiêu dùng. Vì vậy tính liên tục cung cấp điện cho phụ tải có mối quan hệ mật thiết và phụ thuộc trực tiếp vào độ tin cậy của lưới điện phân phối [1].

Độ tin cậy của lưới điện phân phối được đánh giá qua nhiều chỉ tiêu khác nhau, trong đó các chỉ tiêu đánh giá độ tin cậy lưới điện phân phối theo tiêu chuẩn IEEE 1366 hiện nay được sử dụng phổ biến trên thế giới. Tại Việt Nam, Bộ Công thương đã ban hành Thông tư số 32/2010/TT-BCT ngày 30/7/2010 quy định hệ thống điện phân phối [6].

Đánh giá độ tin cậy của lưới điện phân phối bằng các chỉ tiêu theo tiêu chuẩn IEEE 1366 đối với lưới điện phân phối Điện lực Thanh Khê – đơn vị đang quản lý khu vực có tốc độ tăng trưởng khá lớn về nhu cầu điện năng cũng như yêu cầu chất lượng điện năng, từ đó đề xuất các giải pháp để nâng cao độ tin cậy của lưới điện phân phối Điện lực Thanh Khê -Thành phố Đà Nẵng là một vấn đề cần quan tâm nghiên cứu.

2. Các chỉ tiêu đánh giá độ tin cậy của lưới điện phân phối theo tiêu chuẩn IEEE 1366

2.1. Các thông số cơ bản

Trong tính toán các chỉ tiêu độ tin cậy theo IEEE 1366, ý nghĩa của các thông số trong công thức tính toán như sau [1, 3]:

i: Biểu thị một sự kiện ngừng cấp điện.

ri: Thời gian khôi phục đối với mỗi sự kiện ngừng cấp điện.

NI: Tổng số lần mất điện khách hàng của hệ thống.

TI: Số phút khách hàng bị ngừng cấp điện.

IMi : Số lần ngừng cấp điện thoáng qua.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 31

IME: Số sự kiện ngừng cấp điện thoáng qua.

Ni: Số khách hàng bị ngừng cấp điện vĩnh cửu đối với sự kiện i.

Nmi : Số khách hàng bị ngừng cấp điện thoáng qua đối với sự kiện i.

NC : Tổng số khách hàng phục vụ cho các khu vực.

Li: Tải bị cắt đối với một sự kiện ngừng cấp điện.

LT: Tổng tải được cung cấp.

CN : Tổng số khách hàng có một lần ngừng cấp điện vĩnh cửu trong thời kỳ báo cáo.

CN(k≥n): Tổng số khách hàng có hơn n lần ngừng cấp điện vĩnh cửu trong thời kỳ báo cáo.

CNT(k≥n): Tổng số khách hàng có hơn n lần ngừng cấp điện thoáng qua trong thời kỳ báo cáo.

k: Số lần ngừng cấp điện thể hiện bởi một khách hàng riêng lẻ trong thời kỳ báo cáo.

2.2. Các chỉ tiêu ngừng cấp điện vĩnh cửu

● Chỉ tiêu tần suất ngừng cấp điện trung bình hệ thống (SAIFI)

SAIFI cho biết trung bình một khách hàng bị ngừng cấp điện vĩnh cửu bao nhiêu lần trong thời kỳ báo cáo (thường là trong một năm).

����� =�ổ�� �ố �ầ� �ấ� đ�ệ� ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố��

�ổ�� �ố ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố�� (2.1)

Công thức tính toán:

����� =∑ ��

��=

��

�� (2.2)

● Chỉ tiêu thời gian ngừng cấp điện trung bình hệ thống (SAIDI)

SAIDI cho biết trung bình một khách hàng bị ngừng cấp điện vĩnh cửu bao nhiêu giờ trong thời kỳ báo cáo (thường là trong một năm).

����� =�ổ�� �ố ��ờ� ���� � ấ� đ�ệ� ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố��

�ổ�� �ố ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố�� (2.3)

Công thức tính toán:

����� =∑ ����

��=

��

�� (2.4)

● Chỉ tiêu thời gian ngừng cấp điện trung bình của khách hàng (CAIDI):

CAIDI cho biết thời gian trung bình khôi phục cấp điện cho khách hàng.

����� =�ổ�� �ố ��ờ� ���� � ấ� đ�ệ� ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố��

�ổ�� �ố ��á�� �à�� �ị ��ừ�� �ấ� đ�ệ� (2.5)

Công thức tính toán:

C���� =∑ ����

∑ ��=

�����

����� (2.6)

● Chỉ tiêu tổng thời gian ngừng cấp điện trung bình khách hàng (CTAIDI)

������ =�ổ�� �ố ��ờ� ���� � ấ� đ�ệ� ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố��

�ổ�� �ố ��á�� �à�� �ó �ộ� �ầ� ��ừ�� �ấ� đ�ệ� (2.7)

Công thức tính toán:

C����� =∑ ����

�� (2.8)

Khi tính tổng số khách hàng có một lần ngừng cấp điện (CN), mỗi khách hàng được tính chỉ 01 lần bất kể có 01, 02 hay nhiều lần bị ngừng cung cấp điện. Cũng có thể xác định

CN bằng tổng số khách hàng của hệ thống trừ đi số khách hàng của hệ thống không bị ngừng điện.

● Chỉ tiêu tần suất ngừng cấp điện trung bình khách hàng (CAIFI)

CAIFI cho biết số lần bị ngừng cấp điện vĩnh cửu trung bình đối với một khách hàng bị ngừng cấp điện.

����� =�ổ�� �ố �ầ� �ấ� đ�ệ� ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố��

�ổ�� �ố ��á�� �à�� � ộ� �ầ� ��ừ�� �ấ� đ�ệ� (2.10)

Công thức tính toán:

C���� =∑ ��

�� (2.11)

● Chỉ tiêu sẵn sàng cấp điện trung bình (ASAI)

ASAI cho biết phần trăm về thời gian khách hàng được cấp điện so với tổng số giờ khách hàng yêu cầu.

���� =�ố ��ờ �ẵ� �à�� �ấ� đ�ệ�

�ổ�� �ố ��ờ ��á�� �à�� �ê� �ầ� (2.12)

Công thức tính toán:

���� =�� � (�ố ��ờ / �ă�) � ∑ ����

�� � (�ố ��ờ / �ă�) (2.13)

● Ngừng cấp điện nhiều lần khách hàng (CEMIn)

CEMIn cho biết tỉ lệ giữa số khách hàng bị ngừng điện lớn hơn n lần cho trước trên tổng số khách hàng của hệ thống.

����� =�ố ��á�� �à�� �ó �ơ� � �ầ� ��ừ�� �ấ� đ�ệ�

�ổ�� �ố ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố�� (2.14)

Công thức tính toán:

����� =��(���)

�� (2.15)

2.3. Các chỉ tiêu theo phụ tải

● Chỉ tiêu tần suất ngừng cấp điện trung bình hệ thống (ASIFI)

ASIFI đôi khi được sử dụng để đo lường tính năng hệ thống phân phối cung cấp cho số lượng khách hàng ít, phụ tải tập trung lớn như các khách hàng công nghiệp, thương mại. Về lý thuyết, nếu tải phân bố đồng nhất thì ASIFI giống như SAIFI.

����� =�ổ�� �ố �ầ� �ấ� ��ụ �ả� �ủ� �ệ ��ố��

�ổ�� �ố ��ụ �ả� �ủ� �ệ ��ố�� (2.16)

Công thức tính toán:

����� =∑ ��

�� (2.17)

● Chỉ tiêu khoảng thời gian ngừng cấp điện trung bình hệ thống (ASIDI)

����� =�ổ�� ��ờ� ���� ��ụ �ả� �ị ��ừ�� �ấ� đ�ệ�

�ổ�� �ố ��ụ �ả� đượ� ���� �ấ� (2.18)

Công thức tính toán:

����� =∑ ����

�� (2.19)

2.4. Các chỉ tiêu đối với ngừng điện thoáng qua

● Chỉ tiêu tần suất ngừng cấp điện trung bình thoáng qua (MAIFI)

����� =�ổ�� �ố ��á�� �à�� ��ừ�� đ�ệ� ���á�� ���

�ổ�� �ố ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố�� (2.20)

Công thức tính toán:

����� =∑ ������

�� (2.21)

32 Đinh Thành Việt, Trần Hồng Quân

● Chỉ tiêu tần suất trung bình sự kiện ngừng cấp điện thoáng qua (MAIFIE)

������ =�ổ�� �ố ��á�� �à�� ��ừ�� đ�ệ� ���á�� ���

�ổ�� �ố ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố�� (2.22)

Công thức tính toán:

������ =∑ ������

�� (2.23)

● Chỉ tiêu tần suất trung bình sự kiện ngừng điện thoáng qua (CEMSMIn)

������� =

�ổ�� �ố ��á�� �à�� �ó �ơ� � �ầ�

��ừ�� đ�ệ� ���á�� ���

�ổ�� �ố ��á�� �à�� �ủ� �ệ ��ố�� (2.24)

Công thức tính toán:

������� =������

�� (2.25)

3. Tính toán độ tin cậy của lưới điện phân phối Điện lực Thanh Khê

3.1. Các số liệu đầu vào

Để tính toán các chỉ số độ tin cậy lưới điện Điện lực Thanh Khê năm 2014 cần sử dụng các số liệu sau:

- Sổ nhật ký vận hành của Đội Quản lý Vận hành Đường dây và TBA.

- Phương thức cắt điện đã đăng ký với Phòng Điều độ Công ty Điện lực Đà Nẵng.

- Số liệu sự kiện ghi được của chương trình Miniscada tại Phòng Điều độ.

- Số liệu sự cố trong năm 2014.

- Số lượng khách hàng lấy từ chương trình quản lý Kinh doanh CMIS 2.0.

Dữ liệu đầu vào là file Excel gồm có số lần mất điện khách hàng và khoảng thời gian mất điện của khách hàng, dữ liệu đầu ra là kết quả tính toán chỉ số độ tin cậy: Bản báo cáo chỉ số độ tin cậy lưới điện do sự cố, sửa chữa và mất điện của các Điện lực tính theo hằng tháng, quí và năm.

3.2. Kết quả tính toán độ tin cậy

Trong Bảng 1 đã thống kê chi tiết các sự cố của Điện lực Thanh Khê. Qua đó có thể thấy hầu hết sự cố rơi vào nhảy máy cắt xuất tuyến. Kết quả tính toán ở Bảng 2 cho thấy tần suất mất điện do sự cố của các khách hàng khá thấp (gần 1 lần/năm). Tuy nhiên thời gian ngừng cấp điện trung bình và thời gian khôi phục cấp điện trung bình khoảng 30 phút/khách hàng. Điều này cho thấy rằng việc xử lý và khôi phục sau sự cố tại Điện lực Thanh Khê cần được cải thiện hơn nữa để đảm bảo yêu cầu sử dụng điện liên tục của khách hàng.

Bảng 1. Thống kê sự cố của Điện lực Thanh Khê trong năm 2014

Stt Bắt đầu Kết thúc

Thời Gian

Số Khách hàng

T.Bị tác động

D.Giải-N.Nhân

1 06/04/ 2014 5:48

06/04/ 2014 6:30

42 15.434 478 E10 (Xuân Hà_E10)

Nhảy MC 478E10, I= (2720, 129, 116, 2630) A, MC 471 PLộc nhảy, phát hiện tại VT trụ sắt 39.5 nhánh rẽ SPS 21 có chim sáo bay vào xà gây NM

2 23/04/ 2014 10:13

23/04/ 2014 10:25

12 8.977 474 E11 (Liên Trì_E11)

MC 474E11 nhảy, I>>=(268,4320,2020,3732)A do trước TBA Tân Chính 2 1 khoảng trụ có 1 sợi dây thép rơi vào đz.

3 29/06/ 2014 15:27

29/06/ 2014 16:22

55 3.968 471 E10 (Xuân Hà_E10)

Nhảy MC 471E10, Ie>>= (3296, 220, 216) A, do trời có mưa lớn và giông

4 27/07/ 2014 16:15

27/07/ 2014 17:39

84 6.602 MC 471 Phú Lộc

Nhảy MC 471 Phú Lộc-475E10 Do giông sét, gây đứt 3FCO đtuyến 3TBA, đứt 3FCO đtuyến khu nhà ở CBCNV; Đến 18h54 khôi phục sau DCL 30-4HTMậu

5 27/10/ 2014 18:11

27/10/ 2014 18:23

12 13.387 475 E10 (Xuân Hà_E10)

Cắt gấp đz 475E10 do xe ben tông gãy trụ cách FCO đầu tuyến TLĐán 3 hai khoảng trụ (Cắt 3 FCO đầu tuyến TLĐán 3 để xử lý đến 0h:04) (ngày 13/10)

Bảng 2. Kết quả tính toán các chỉ số độ tin cậy cung cấp điện do sự cố

Tổng số KH

Tổng số lần mất điện

Tổng số KH mất

điện

Tổng thời gian mất điện của

KH (phút)

SAIDI

(phút/ KH.năm)

SAIFI

(lần/ KH.năm)

CAIDI

(phút/ lần)

48.785 5 48.368 1.689.404 34,645 0,992 34,924

Bảng 3. Thống kê công tác bảo trì bảo dưỡng của Điện lực Thanh Khê trong năm 2014

Stt Bắt đầu Kết thúc Thời Gian (p)

Số Khách hàng

T.Bị tác

động D.Giải-N.Nhân

1 02/01/2014

7:30 02/01/2014

12:00 270 659

Hòa Phát 1

Xử lý ĐZ hạ áp TBA Hòa Phát 1 - 474E10

2 02/01/2014

7:30 02/01/2014

17:00 570 52

Đầm Sen

Chuyển sang tải Đầm Sen - 475E10 qua TBAKDC Xuân Hòa A - 476E10

… … … … … … …

417 30/12/2014

7:31 30/12/2014

13:31 360 1

Đo lường Chất lượng

Xử lý non tải tại TBA Đo lường Chất lượng

418 31/12/2014

7:30 31/12/2014

10:00 150 1

Trại Giam B14

Xử lý non tải Trại Giam B14

Bảng 4. Kết quả tính toán các chỉ số độ tin cậy cung cấp điện do bảo trì, bảo dưỡng

Tổng số

KH

Tổng số lần mất điện

Tổng số KH

mất điện

Tổng thời gian mất điện của

KH (phút)

SAIDI

(phút/ KH.năm)

SAIFI

(lần/KH. năm)

CAIDI

(phút/ lần)

48.785 418 412.719 90.201.922 1.850,754 8,454 218,921

Kết quả tính toán ở Bảng 4 cho thấy hiện tại số lần cắt điện phục vụ công tác bảo trì, bảo dưỡng trên lưới điện Điện lực Thanh Khê là rất nhiều (418 lần), tính ra một ngày phải

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 33

cắt điện 1,14 lần để thực hiện công tác bảo trì bảo dưỡng trên lưới điện, với mỗi lần cắt điện trung bình khoảng 220 phút cho mỗi khách hàng. Với số lượng khách hàng mất điện lớn gấp 1000 lần số khách do Điện lực quản lý, cho thấy những thiệt hại do cắt điện để thực hiện công tác bảo trì bảo dưỡng trên lưới điện đối với Điện lực Thanh Khê là rất lớn. Tuy nhiên để thực hiện việc ngăn ngừa các sự cố xảy ra trên lưới điện do các nguyên nhân chủ quan như không thực hiện vệ sinh, bảo dưỡng lưới điện, thí nghiệm định kỳ để tầm soát các nguy cơ tiềm ẩn… thì yêu cầu phải cắt điện để đảm bảo các quy định về an toàn. Việc đề xuất các giải pháp để giảm thời gian cắt điện thực hiện bảo trì, bảo dưỡng, nhưng đồng thời vẫn thực hiện đầy đủ quy trình, quy định vận hành-quản lý lưới điện là một vấn đề cần nghiên cứu.

Bảng 5. Kết quả tính toán các chỉ số độ tin cậy cung cấp điện của Điện lực Thanh Khê (bao gồm sự cố và bảo trì, bảo dưỡng)

Tổng số KH

Tổng số lần mất

điện

Tổng số KH mất

điện

Tổng thời gian mất điện của

KH (phút)

SAIDI

(phút/KH.năm)

SAIFI

(lần/KH.năm)

CAIDI

(phút/ lần)

48.785 423 461.087 91.891.326 1.883,598 9,451 199,301

Kết quả tính toán trong Bảng 5 cho thấy, tỷ trọng của các công tác bảo trì bảo dưỡng chiếm phần lớn trong việc tính toán các chỉ số SAIDI, SAIFI của Điện lực Thanh Khê, như chỉ số SAIDI công tác chiếm 98%, SAIFI công tác chiếm 89% trong các chỉ số độ tin cậy của Điện lực Thanh Khê. Điều này cho thấy rằng nếu giảm được các chỉ số SAIDI, SAIFI do công tác thì sẽ có ảnh hưởng lớn tới việc thực hiện giảm được chỉ số độ tin cậy cung cấp điện của Điện lực Thanh Khê.

3.3. Phân tích nguyên nhân ảnh hưởng đến các chỉ số độ tin cậy của lưới điện Điện lực Thanh Khê

Nguyên nhân cắt điện để công tác

- Thời gian cắt điện để thực hiện công tác bảo dưỡng đường dây còn dài. Các kế hoạch công tác trên lưới điện trung hạ thế chưa được phối hợp tốt, các công việc chuẩn bị cho các kế hoạch bảo dưỡng, sửa chữa chưa được kỹ càng. Mặc dù đã đưa ra các quy định khá nghiêm ngặt về thời gian cắt điện để thực hiện công tác như: khống chế thời gian cắt điện, số lần cắt điện các xuất tuyến trong tháng, nhưng thời gian mất điện khách hàng do kế hoạch công tác vẫn còn cao. Công tác thống kê mất điện khách hàng hạ áp chưa được tổ chức.

- Một số đơn vị xây lắp ngoài đăng ký cắt điện để thi công, nhưng không huy động đủ nhân lực dẫn đến kéo dài thời gian thi công, trả lưới trễ gây mất điện diện rộng, thời gian mất điện lớn.

- Trong năm, Điện lực triển khai các dự án đầu tư xây dựng, sửa chữa lớn lớn, phục vụ các dự án đầu tư xây dựng của Thành phố và Công ty Điện lực Đà Nẵng.

Nguyên nhân cắt điện do sự cố

- Phần lớn do các nguyên nhân sau: Do hành lang tuyến và người dân vi phạm hành lang an toàn lưới điện, do thời tiết (gió, giông sét), do động vật xâm nhập lưới điện, do thiết bị hỏng cách điện. Một số sự cố quá tải tại các nhà máy lớn [4].

- Sự cố do chất lượng thiết bị bao gồm MBA, FCO(LBFCO), CSV, Aptomat, TU, TI… trong đó đặc biệt là

sự cố máy biến áp (MBA). Bên cạnh các MBA hư hỏng do vận hành lâu năm (>10 năm) của các hãng THIBIDI, ABB, có một số MBA mới sản xuất của các hãng EMC, HANAKA,… hư hỏng rất nhanh. Ngoài ra còn có nghi vấn là MBA được chế tạo không đúng với dung lượng ghi trên nhãn.

- Các sự cố phóng điện bề mặt, tiếp xúc xấu, giông sét, các đầu cáp ngầm trung áp.

- Phối hợp giữa các thiết bị bảo vệ và phân đoạn chưa tốt, dẫn tới sự cố nhánh rẽ nhảy máy cắt xuất tuyến gây mất điện diện rộng.

Một số nguyên nhân khác

- Hầu hết các máy biến áp 110kV cấp điện cho phụ tải Điện lực Thanh Khê mang tải lớn (Bảng 6), nên khi sự cố của đường dây trung áp trạm này thì trạm kia cũng không mang hết công suất hỗ trợ được vì bị quá tải. Điều này cho thấy độ dự phòng của lưới điện trung áp thấp. Chính vì độ dự phòng thấp nên việc gián đoạn cung cấp điện không phải chỉ khi có sự cố lưới điện trung áp mà cả khi thực hiện công tác sửa chữa, bảo trì.

Bảng 6. Tình hình mang tải các TBA 110kV [2]

Stt Trạm MBA Sđặt Smax % tải

1 Xuân Hà T1 40 35 87%

T2 40 25 63%

2 Liên Trì T1 63 50 79%

T2 40 32 80%

3 Cầu Đỏ T1 25 17 68%

- Tình trạng mang tải các MBA phân phối khác nhau tùy theo địa bàn. Mật độ dân cư tại các khu vực trung tâm lớn nên không có không gian bố trí các công trình điện. Điều này dẫn tới không thể phát triển lưới điện trung áp để đưa sâu các TBA vào khu dân cư.

- Sự cố lưới điện trung áp chiếm tỷ lệ lớn trong tổng sự cố hàng năm, điều này cho thấy các hoạt động kiểm tra quản lý, chất lượng công tác thi công, giám sát thi công lắp đặt, nghiệm thu… cũng ảnh hưởng nhiều tới việc xảy ra sự cố.

- Lưới điện trung hạ thế chưa được thiết kế để chịu đựng trong các tình huống cực đoan, nên khi có tình huống đột biến thì hậu quả để lại nặng nề, thời gian khắc phục kéo dài.

- Việc khống chế các giá trị đặt bảo vệ ở mức rất thấp tại các ngăn lộ xuất tuyến TBA 110kV, nên có đến 70% sự cố trên lưới điện trung áp, dẫn tới nhảy máy cắt các ngăn lộ xuất tuyến, gây mất điện trên diện rộng.

- Dòng ngắn mạch trên lưới điện trung áp có xu hướng tăng (>10kA) do sự phát triển lưới điện. Việc tách thanh cái thứ cấp các TBA110kV để giảm dòng ngắn mạch làm cho độ tin cậy cung cấp điện cho khách hàng giảm thấp.

4. Đề xuất giải pháp nâng cao độ tin cậy của lưới điện phân phối Điện lực Thanh Khê

4.1. Giải pháp quy hoạch và lập kể hoạch giảm thời gian cắt điện công tác

- Hoàn thiện sơ đồ thanh cái 110kV tại các TBA 110kV và xóa đấu nối chữ T trong năm 2016.

- Rà soát quy hoạch, kiến nghị hiệu chỉnh bổ sung quy hoạch và đầu tư nâng cấp lưới điện 110kV theo tiêu chuẩn

34 Đinh Thành Việt, Trần Hồng Quân

N-1, mục tiêu đến năm 2020 dự phòng về công suất mang tải của lưới 110kV là 35%.

- Xem xét đưa ra khỏi vận hành, thay thế các MBA 110kV có tổn hao lớn, thời gian vận hành lâu, có dấu hiệu tiềm ẩn sự cố đã phát hiện qua thí nghiệm định kỳ và không thực hiện sửa chữa đối với các MBA trên 10 năm.

- Nâng cao năng suất lao động, giảm thời gian thực hiện công tác xuống còn một buổi (4 giờ) thay vì cả ngày. Đối với công tác đấu nối, thực hiện đăng ký công tác từ 1-2 tiếng vào khung thời gian 5-7h sáng để giảm tối đa số lượng khách hàng bị ảnh hưởng.

- Tăng cường chất lượng xử lý sự cố, giảm thời gian xử lý sự cố, huy động nhân lực khi có sự cố lớn để xử lý nhanh chóng.

- Bố trí công tác hợp lý (kết hợp nhiều công tác trong một lần cắt điện, bố trí công tác xuất tuyến vào ngày Chủ Nhật). Để thực hiện công tác này đòi hỏi phải đăng ký công tác trước 1 tháng để lập kế hoạch, bố trí sắp xếp đưa vào lịch công tác tuần.

- Đề nghị các đơn vị xây lắp ngoài làm cam kết trước khi công tác để đảm bảo đủ nhân lực, vật tư thiết bị tránh trả phiếu trễ. Tổ trực quản lý vận hành phải kiểm tra trước khi cấp phiếu công tác. Hạn chế tối đa trường hợp cắt điện trước khi đơn vị công tác đến.

- Hạn chế thời gian thao tác trên lưới điện. Để thực hiện việc này cần phải tăng cường thêm nhóm trực quản lý vận hành phụ đối với những ngày cần thao tác nhiều vị trí, tránh mất thời gian do nhóm trực phải di chuyển nhiều vị trí xa nhau.

- Ứng dụng công nghệ mới vệ sinh sứ cách điện bằng nước áp lực cao.

- Thực hiện có hiệu quả việc phân tích, phân vùng các đối tượng quản lý thường xảy ra sự cố; chú ý tập trung các biện pháp để giảm sự cố ở các thiết bị FCO, DCL, TU, TI.

- Thành lập Đội sửa chữa nóng lưới điện và đầu tư mua mới các thiết bị sửa chữa điện nóng trên lưới điện (hotline) để có thể sửa chữa không cần cắt điện.

4.2. Giải pháp tự động hóa lưới điện

- Xây dựng Trung tâm điều khiển từ xa và đầu tư chuyển các trạm 110kV hiện có sang làm việc ở chế độ bán trực hoặc không người trực.

- Đối với các bảo vệ rơle của các máy cắt trên từng xuất tuyến cần tính toán lại để đảm bảo tính phối hợp và tác động chính xác, tránh trường hợp tác động vượt cấp. Các dây chảy FCO phải sử dụng đúng chủng loại, phù hợp với mức tải để đảm bảo phối hợp bảo vệ với các máy cắt.

- Hiện nay dự án Miniscada đã được triển khai lắp đặt tại các vị trí Máy cắt, DCL quan trọng trên địa bàn Điện lực Thanh Khê. Việc hoàn thiện và ứng dụng hệ thống Miniscada giúp công tác quản lý vận hành, giám sát lưới điện thuận lợi hơn. Phòng Điều độ có thể đóng cắt từ xa, giảm thời gian thao tác, khôi phục cấp điện nhanh chóng cho khách hàng. Đồng thời giúp định vị sự cố nhanh chóng, giúp ích cho công tác xử lý sự cố [5].

4.3. Giải pháp phân đoạn đường dây và nhánh rẽ

- Xuất tuyến 474E11: lắp đặt 1 máy cắt tại vị trí dao cách ly 40-4 Nguyễn Văn Linh để tránh nhảy máy cắt 474E11 gây mất điện cho các phụ tải trên đường trục dọc

đường Nguyễn Văn Linh.

- Xuất tuyến 472E10: lắp đặt 1 máy cắt tại vị trí dao cách ly 28-4 Nguyễn Tri Phương để tránh nhảy máy cắt 472E10 gây mất điện cho các phụ tải trên đường trục dọc đường Điện Biên Phủ.

- Xuất tuyến 474E10 và 475E12: lắp đặt 1 máy cắt tại vị trí dao cách ly liên lạc 55-4 Phước Tường và lắp đặt 1 dao cắt tải tại vị trí dao cách ly 39-4 Nhà máy nước Sân Bay để giảm thời gian chuyển tải cấp điện cho phụ tải ưu tiên Nhà máy nước Sân Bay khi xảy ra sự cố.

4.4. Hiệu quả sau khi thực hiện các giải pháp

- Sau khi thực hiện các giải pháp về kết hợp đăng ký công tác để thực hiện việc duy tu, bảo dưỡng đường dây với các tiêu chí khi đăng ký cắt điện thì phải kết hợp nhiều công việc khi công tác cùng một địa điểm. Cụ thể như có thể kết hợp các công tác như vệ sinh bảo dưỡng đường dây kết hợp với thí nghiệm định kỳ TBA, thay đo đếm định kỳ, siết lèo, ép đầu cốt tại TBA,… khi các công tác này thực hiện tại cùng một trạm biến áp.

Kết quả tính toán trong Bảng 7 cho thấy các chỉ số SAIDI giảm 22%, SAIFI giảm 13%. Từ đây cho thấy rằng, việc thực hiện có kế hoạch đăng ký cắt điện công tác có ý nghĩa lớn trong việc nâng cao độ tin cậy cung cấp điện tại Điện lực Thanh Khê. Tuy nhiên, muốn giảm hơn nữa các chỉ số SAIDI, SAIFI thì cần duy trì thực hiện các biện pháp trên, bên cạnh đó cần đẩy mạnh áp dụng các công nghệ mới như sửa chữa điện nóng, vệ sinh cách điện bằng nước áp lực cao…

Trong những năm tới, khi ứng dụng công nghệ sửa chữa nóng lưới điện (hotline) vào thực tế thì các công tác quản lý vận hành lưới điện như vệ sinh bảo dưỡng cách điện, siết lèo, đấu nối… sẽ không cần phải cắt điện để công tác. Điều này hứa hẹn sẽ cải thiện các chỉ số độ tin cậy cung cấp điện của Điện lực Thanh Khê nói riêng, và Công ty Điện lực Đà Nẵng nói chung.

Bảng 7. Các chỉ số độ tin cậy do thực hiện bảo trì bảo dưỡng - trước và sau khi thực hiện các giải pháp

Trước khi thực hiện các giải pháp

(SAIDI, SAIFI do công tác)

Sau khi thực hiện các giải pháp (SAIDI, SAIFI do công tác)

Tổng số

KH mất điện

Tổng thời gian mất

điện của KH

SAIDI SAIFI

Tổng số KH

mất điện

Tổng thời gian

mất điện của KH

SAIDI SAIF

I

412.719 90.201.922 1850,754 8,454 359.471 69.870.669 1432,22 7,368

Bảng 8. Các chỉ số độ tin cậy do sự cố - trước và sau khi thực hiện các giải pháp

Trước khi thực hiện các giải pháp

(SAIDI,SAIFI do sự cố)

Sau khi thực hiện các giải pháp

(SAIDI,SAIFI do sự cố)

Tổng số KH mất

điện

Tổng

thời gian mất điện của KH

SAIDI SAIFI

Tổng

số KH mất điện

Tổng

thời gian mất điện của KH

SAIDI SAIF

I

48.368 1.689.404 34,645 0,992 43.391 1.629.680 33,405 0,889

- Bằng việc thực hiện giải pháp phân đoạn đường dây sẽ góp phần phân đoạn đường dây khi sự cố xảy ra, giảm được số lượng khách hàng mất điện. Trong trường hợp XT474E11, sau khi lắp đặt MC472 Nguyễn Văn Linh thì với sự cố tại TBA Tân Chính 2 thì sẽ không nhảy máy cắt đầu xuất tuyến 474E11, dẫn tới số lượng khách hàng mất điện giảm xuống.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 35

- Kết quả tính toán trong Bảng 8 cho thấy các chỉ số SAIDI giảm 4%, SAIFI giảm 10% sau khi thực hiện các giải pháp để cải thiện độ tin cậy cung cấp điện. Mặc dù việc thực hiện các giải pháp làm cho các chỉ số SAIDI, SAIFI sự cố có giảm, nhưng lượng giảm không lớn như các chỉ số SAIDI, SAIFI công tác. Điều này cho thấy việc áp dụng các giải pháp phân đoạn, tái cấu trúc lưới là chưa đủ để giảm mạnh các chỉ số của độ tin cậy cung cấp điện do sự cố.

5. Kết luận

Kết quả tính toán và phân tích các nguyên nhân mất điện cho thấy rằng các chỉ số độ tin cậy cung cấp điện phụ thuộc vào nhiều yếu tố. Trong đó nổi bật hẳn lên là yếu tố chủ quan của công tác quản lý vận hành lưới điện, thể hiện ở các chỉ số SAIDI, SAIFI do công tác bảo trì bảo dưỡng chiếm phần lớn (chiếm hơn 90%) trong chỉ số SAIDI, SAIFI của toàn Điện lực. Với đặc điểm của lưới điện là gọn, địa bàn quản lý đồng nhất, các thông số thiết bị, vật tư trên lưới với ưu điểm đa phần đều mới được đầu tư nên dễ quản lý, sửa chữa, ít sự cố…thì việc nâng cao độ tin cậy

cung cấp điện của Điện lực Thanh Khê không phải là một nhiệm vụ quá khó khăn để thực hiện, trong đó cần tập trung nghiên cứu và rà soát lại quy trình công nghệ để giảm thời gian bảo trì bảo dưỡng lưới điện.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Dương Thị Phương Thảo (2011), Nghiên cứu, đánh giá độ tin cậy theo tiêu chuẩn IEEE 1366 lưới phân phối thành phố Đà Nẵng, luận văn thạc sỹ kỹ thuật.

[2] Công ty Điện lực Đà Nẵng (2015), Báo cáo Hội nghị Quản lý Kỹ thuật Vận hành lưới điện & giảm tổn thất điện năng năm 2015, Đà Nẵng.

[3] Transmission and Distribution Committee of the IEEE Power & Energy Society (2012), “IEEE Guide for Electric Power Distribution Reliability Indices”, The Institute of Electrical and Electronics Engineers, Inc, the United States of America.

[4] Điện lực Thanh Khê (2014), Báo cáo Hội nghị Người lao động năm 2014, Đà Nẵng.

[5] Nguyễn Thành (2004), Nghiên cứu ứng dụng công nghệ DAS cho lưới điện phân phối khu vực miền Trung, luận văn thạc sỹ kỹ thuật.

[6] Bộ Công Thương (2010), Thông tư 32/2010/TT-BCT quy định hệ thống điện phân phối, Hà Nội.

(BBT nhận bài: 19/05/2015, phản biện xong: 30/06/2015)

36 Trần Kim Quyên, Đoàn Quang Vinh, Lê Khắc Trường

ĐỘNG HỌC VÀ ĐIỀU KHIỂN NHIỆT ĐỘ ĐIỂM SƯƠNG TRONG BUỒNG SẤY GIẤY

DYNAMICS AND DEW POINT TEMPERATURE CONTROL IN THE PAPER DRYING SECTION

Trần Kim Quyên1, Đoàn Quang Vinh2, Lê Khắc Trường3 1Trường Cao đẳng Công nghiệp Tuy Hòa; trankimquyen78@gmail.com

2Đại học Đà Nẵng; dqvinhdn@gmail.com 3Đại học Bách khoa Hà Nội; truonglekhac@gmail.com

Tóm tắt - Trong dây chuyền xeo giấy, độ ẩm của giấy là chỉ tiêuquan trọng của chất lượng giấy, điều khiển độ ẩm giấy do hệ thốngsấy đảm nhận. Điều khiển gió buồng sấy để đảm bảo độ ẩm có banhiệm vụ: Điều khiển gia nhiệt và thổi gió nóng, điều khiển nhiệt độđiểm sương và điều khiển cân bằng gió vào - ra. Nhiệt độ điểmsương trong buồng sấy là đại lượng vật lý rất quan trọng ảnhhưởng lớn đến tốc độ bay hơi của giấy khi sấy. Nhiệt độ điểmsương của không khí trong buồng sấy được tính thông qua hai đạilượng độ ẩm tương đối (%RH) và nhiệt độ trung bình của khôngkhí trong buồng sấy. Nội dung bài báo phân tích, xây dựng độnghọc nhiệt độ điểm sương và khảo sát ảnh hưởng của các yếu tốtới nhiệt độ điểm sương trong buồng sấy, từ đó thiết kế hệ điềukhiển nhiệt độ điểm sương.

Abstract - In the line of paper PMs, the paper moisture is animportant indicator of the paper quality and the control of the papermoisture is undertaken by the drying system. The control of thedrying section air to ensure moisture has three tasks: air heatingand blowing control, dew point temperature control and input-output air balance control. Dew point temperature in the dryingsection is the important physical quantity which has a great effecton the evaporation rate of drying paper. Dew point temperature ofthe air in the drying section is determined by two quantities:therelative humidity (%RH) and the average temperature of the air inthe drying section. This paper analyzes and discusses thedynamics of dew point temperature and investigates the effect ofelements on dew point temperature in order to design the controlsystem of dew point temperature.

Từ khóa - điểm sương; độ ẩm; cân bằng gió; động học; buồng sấy Key words - dew point; moisture; air balance; dynamics; dryingsection.

1. Đặt vấn đề

Sơ đồ nguyên lý điều khiển buồng sấy đối lưu gió được trình bày trên H1 [1], trong đó có ba nhiệm vụ, cụ thể:

- Điều khiển nhiệt độ gió nóng, khô cấp cho buồng sấy: Gió lấy từ ngoài trời lưu lượng Wa1 được gia nhiệt một phần từ không khí thải qua bộ HRU (thu hồi nhiệt), sau đó gió được đưa sang thiết bị trao đổi nhiệt gia nhiệt bằng hơi bão hòa, điều khiển nhiệt độ gió sấy thông qua van điều khiển lưu lượng hơi. Gió nóng, khô được thổi vào hai mặt giấy bằng vòi phun. Động học quá trình sấy gió trong buồng sấy được nghiên cứu trong [2];

- Điều khiển cân bằng gió vào và gió ra, với mục tiêu đảm bảo gió nóng chiếm giữ khoảng không giữa hai lô (vùng sấy) để truyền nhiệt cho mặt giấy phục vụ quá trình bay hơi, nên cần điều khiển gió nóng thổi vào buồng sấy phải cân bằng với gió hút khí thải ra khỏi buồng sấy giữ cho không có không khí lạnh từ ngoài hút vào vùng sấy. Hệ điều khiển cân bằng gió vào – ra được gọi là điều khiển Zero level, được nghiên cứu trong [3];

- Điều khiển môi trường sấy thông qua nhiệt độ điểm sương: Khi sấy giấy, nước bay hơi vào không khí, làm cho độ ẩm không khí tăng, dẫn đến tăng nhiệt độ điểm sương. Khi nhiệt độ điểm sương tăng cao thì khả năng bay hơi nước từ giấy càng giảm, nếu nhiệt độ điểm sương gần với nhiệt độ môi trường thì nước có xu hướng ngưng tụ.

Nhiệt độ điểm sương trong buồng sấy được giữ ổn định thấp hơn nhiệt độ môi trường sấy khoảng 30 ÷ 40 0C. Điều khiển nhiệt độ điểm sương thông qua điều chỉnh lưu lượng gió ra Wa2 (dùng quạt hút ID)

Nội dung bài báo sẽ nghiên cứu xây dựng mô hình động

học quá trình nhiệt và độ ẩm tương đối của không khí buồng sấy, từ đó tính ra nhiệt độ điểm sương và thiết kế điều khiển nhiệt độ điểm sương, đồng thời khảo sát ảnh hưởng của các yếu tố khác đến quá trình.

,dT

2/5.3

/700

cmkg

hkg

kgkgu /001.0

CT 0110

,p

T 250 /g m

0

33445 /

75

0.15 /

kg h

C

kg kg

C

hkg

0110

/23447

hm /462003

03.0

200

C

hm /67000 3

Hình 1. Sơ đồ P&ID của buồng sấy

2. Nội dung chính

2.1. Xây dựng mô hình động học cho nhiệt độ điểm sương

2.1.1. Khái niệm chung về nhiệt độ điểm sương

a. Điểm sương và nhiệt độ điểm sương

Điểm sương (dew point) là điểm không khí trở nên bão hòa, hay nói cách khác là điểm chuyển trạng thái của hơi nước sang trạng thái lỏng trong điều kiện áp suất không khí không đổi.

Nhiệt độ điểm sương là nhiệt độ của không khí ẩm đạt

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 37

được khi làm lạnh đến khi không khí bão hòa. Nhiệt độ điểm sương phụ thuộc vào 2 yếu tố. Nhiệt độ bầu khô và độ ẩm có trong không khí [4].

Nhiệt độ điểm sương là một yếu tố để đánh giá khả năng chứa thêm hơi nước của không khí ẩm. Nhiệt độ điểm sương gần với nhiệt độ trong buồng thì chênh lệch áp suất khả năng hút ẩm của không khí càng thấp. Trong vận hành buồng sấy giấy, cần duy trì nhiệt độ điểm sương ở một nhiệt độ trung bình trong buồng khoảng 600C so với nhiệt độ trong buồng là 750C.

2.1.2. Tính toán nhiệt độ điểm sương

Nhiệt độ điểm sương được tính theo công thức [4].

. ( , )

( , ).

( , ) ln( )

17.27237.7

d

b T RHT

a T RHa T

T RH RHb T

ab

(2.1)

Td(0C): Nhiệt độ điểm sương

T(0C): Nhiệt độ trung bình của không khí trong buồng sấy

RH(%): Độ ẩm tương đối của không khí trong buồng sấy.

2.2. Xây dựng động học nhiệt độ điểm sương

Nhiệt độ điểm sương được tính theo công thức (2.1).

Tính nhiệt độ trung bình và độ ẩm của không khí trong buồng sấy, từ đó ta tính được nhiệt độ điểm sương như sau:

2.2.1. Tính toán biến thiên nhiệt độ không khí trong buồng sấy

Trên Hình 2 mô tả buồng sấy với các lô sấy, các chăn, băng giấy. Phương trình cân bằng công suất nhiệt được tính theo mô hình Hình 3.

Hình 2. Lô sấy và bạt sấy

1Wa

Q

feltQ

cylQ

bhQ

2Wa

Q

paperQ

lossQ

T

Hình 3. Cân bằng công suất nhiệt để tính nhiệt độ trong buồng sấy

Ta có:

1 2

Q Q Q Q Q Q Q QW W bx felt p W lossbuoàng a bh a (2.2)

Trong đó: Qp công suất do giấy tiêu thụ; Qloss công suất

nhiệt thất thoát; QWa2 công suất do gió hút đưa ra; Qbx công suất nhiệt bức xạ do lô sấy cấp vào không khí trong buồng; Qfelt công suất nhiệt do chăn sấy truyền nhiệt lên không khí trong buồng; QWa1 công suất nhiệt do gió nóng cấp vào; QWbh công suất nhiệt do hơi nước bay ra từ giấy; Qbuồng công suất nhiệt tích lũy bên trong buồng.

Qp, Qfelt, Qbx, Qloss trong điều kiện làm việc ổn định rất ít khi thay đổi và ảnh hưởng của nó đến sự biến động nhiệt độ không khí trong buồng là không đáng kể. QWb h, QWa2, QWa1 là các yếu tố tham gia trực tiếp, nên có ảnh hưởng mạnh đến sự biến đổi nhiệt độ không khí trong buồng sấy.

Từ nhận xét trên, khi xây dựng động học quá trình nhiệt không khí trong buồng sấy, ta bỏ qua ảnh hưởng của Qp, Qfelt, Qbx, Qloss đến biến thiên nhiệt độ không khí trong buồng sấy. Với giả thiết trên mô hình động học của biến thiên nhiệt độ buồng sấy được mô tả như Hình 4.

1W 1 1

W . .a

a aQ C T

W . .bh bh n bhQ C T

2W 2 0

W . .( )a

aQ C T T

T

Hình 4. Mô hình động học biến thiên nhiệt độ trung bình trong buồng sấy

Phương trình cân bằng năng lượng tổng quát trong buồng

1 1 2. . W . . . . . .a a bh n n a

dTmC C T W C T W C T

dt (2.3)

Trong đó: m(kg) là khối lượng không khí có trong buồng; C là nhiệt dung riêng của không khí; Wa1 (kg/s) lưu lượng không khí nóng thổi vào buồng sấy; Wa2(kg/s) là lưu lượng không khí hút ra khỏi buồng; Wbh(kg/s) là lượng nước bốc hơi từ giấy; Cn là nhiệt dung riêng của hơi nước bay hơi từ giấy

Tuyến tính hóa quanh điểm làm việc (2.3):

1 10 1W W Wa a a

2 20 2W W Wa a a

0W W Wbh bh bh

0T T T

Giả thiết biến thiên khối lượng trong buồng sấy đã được mạch vòng cân bằng gió điều khiển Zero Level đáp ứng nhanh nên biến thiên m không xét đến. Nhiệt độ không khí vào Ta1 được điều khiển ổn định, nhiệt độ nước trong không khí Tn gần như không đổi.

1 1 2 0

20

. . W . . . . . .

W . .

a a bh n n a

d Tm C C T W C T W C T

dt

a C T

(2.4)

Biến đổi ta thu được:

1 1 2 0( 1) W . . . . . .a a bh n n ak s T C T W C T W C T (2.5)

Trong đó: 20

20

; W .W

a

a

mk C

Mô hình động học của biến thiên nhiệt độ trung bình trong buồng sấy được thể hiện như Hình 5.

38 Trần Kim Quyên, Đoàn Quang Vinh, Lê Khắc Trường

1

( 1)k s

1Wa

1.C T

.n bhC T

Wbh

2Wa

0.C T

T

Hình 5. Mô hình động học biến thiên nhiệt độ trung bình

trong buồng sấy

2.2.2. Động học quá trình độ ẩm tương đối không khí trong buồng sấy

Từ phương trình cân bằng khối lượng nước trong không khí của buồng sấy, ta có:

1 2. W .0, 001 .a bh a

dSHm W W SH

dt (2.6)

Trong đó: SH là độ ẩm tỷ lệ của không khí trong buồng (kg/kg), 0,001 là độ ẩm tỷ lệ không khí nóng thổi vào buồng.

Với giả thiết như 2.2.1, tuyến tính hóa quanh điểm làm việc và biến đổi phương trình (2.6) ta được phương trình động học biến thiên độ ẩm tỷ lệ không khí trong buồng ∆SH:

1 2 0 20. W .0,001 . W .a bh a a

d SHm W W SH SH

dt

(2.7)

Biến đổi (2.7) ta có:

1 2 0( 1). W .0,001 .1 .n n a bh ak s SH W W SH (2.8)

Với: 20

20

; WW

n n a

a

mk

1

( 1)n nk s

1Wa

0.001

1

Wbh

2Wa

0

SHSH

Hình 6. Mô hình động học độ ẩm tỉ lệ của không khí trong buồng sấy

2.2.3. Tính toán độ ẩm tương đối trong buồng sấy

Độ ẩm tương đối RH của không khí trong buồng là tỉ số giữ áp suất riêng phần hơi nước của không khí trong buồng với áp suất riêng phần hơi nước tại điểm bão hòa ở cùng một nhiệt độ xác định. Công thức tính độ ẩm tương đối như sau:

723577.345 0.0057*( 273)

273

8.2

1.6078* *

1 0.678*

( 273)

% 100*

baro

w

TT

sw

s

sw

P SHP

SH

eP

T

PRH

P

(2.9)

Trong đó: Pbaro=101325 Pa là áp suất khí quyển;

Pw Áp suất riêng phần của nước;

Psw Áp suất riêng phần của nước khi không khí bão hòa tại nhiệt độ xác định;

T là nhiệt độ của không khí trong buồng tính bằng 0C;

SH là độ ẩm tỉ lệ của không khí trong buồng sấy (kg/kg);

%RH là độ ẩm tương đối của không khí trong buồng (%).

2.3. Mô hình tính toán biến thiên nhiệt độ điểm sương

Nhiệt độ điểm sương tính toán từ công thức (2.1) và công thức (2.9) kết hợp với phương trình biến thiên nhiệt độ, biến thiên độ ẩm, giả thiết phần 2.1 và 2.2, ta xây dựng được mô hình tính biến thiên nhiệt độ điểm sương trên Hình 7.

T

SH

dT

Hình 7. Tính toán biến thiên nhiệt độ điểm sương

2.4. Xây dựng mạch vòng điều khiển nhiệt độ điểm sương

Kết hợp 3 mô hình Hình 5, Hình 6, Hình 7, ta xây dựng mạch vòng nhiệt độ điểm sương trên Hình 9, trong đó:

Biến tác động: ΔWa2;

Biến cần điều khiển: ΔTd;

Nhiễu chính là ΔWbh và ΔWa1;

Cơ cấu chấp hành là quạt hút Gch

1Wa

Wbh

T

SH

dT

2Wa

d spT

Hình 8. Cấu trúc điều khiển nhiệt độ điểm sương buồng sấy

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 39

2.4.1. Sơ đồ mô phỏng điều khiển nhiệt độ điểm sương trên Matlab Simulink

Hình 9. Sơ đồ mô phỏng mạch điều khiển nhiệt độ điểm sương trên Matlab Simulink

2.4.2. Mô phỏng

Thông số mô phỏng:

0

20

0

0

0n

0

0

01

10

0

0.15 /

4.75( / )

75

120( )

1005( / .( 273))

C 1872( / .( 273))

60

75

110

3,25 /

1.5 /

a

o

d

n

a

a

bh

SH kg kg

W kg s

T C

m kg

C J kg C

J kg C

T C

T C

T C

W kg s

W kg s

Mô phỏng hệ thống kín

- Xác định tham số PID theo toolbox của matlab, ta nhận được đáp ứng như Hình 11.

- Ta khảo sát sự thay đổi các đại lượng vật lý trong buồng khi thay đổi điểm đặt ΔTd và xét ảnh hưởng của

nhiễu Wa1 và Wbh.

2.4.3. Kết quả mô phỏng

a. Đáp ưng theo lượng đặt nhiệt độ điểm sương

Trên Hình 11 biểu diễn các đáp ứng, cụ thể: Khi thay

đổi lượng đặt Td, ta có các đại lượng vật lý trong hệ biến đổi theo dạng đồ thị trên Hình 11. Trong đó: Đồ thị 1 là thay đổi lượng đặt nhiệt độ điểm sương (%), đồ thị 2 là đáp ứng của lưu lượng gió hút Wa2, đồ thị 3 tương ứng biến thiên của độ ẩm và đồ thị 4 là nhiệt độ trong buồng.

Nhận xét:

Khi tăng lượng đặt của nhiệt độ điểm sương, do khả năng bay hơi của nước từ giấy giảm dẫn đến nhiệt độ bên trong buồng sấy giảm theo, và ngược lại.

Khi giảm lượng đặt cho nhiệt độ điểm sương, Quạt Wa2 tăng công suất để đưa nhiều hơi nước ra bên ngoài, độ ẩm của không khí trong buồng giảm xuống và ngược lại.

Đáp ứng phù hợp với thực tế vận hành trong nhà máy.

Hình 11. Đồ thị đáp ứng với thay đổi lượng đặt

b. Đáp ứng với nhiễu ∆Wa1 và ∆ Wbh.

Ta khảo sát đáp ứng của các nhiễu Wa1, Wbh như Hình 12.

Hình 12. Đồ thị đáp ứng với nhiễu Wa1 và Wbh

Đồ thị 1 là nhiệt độ điểm sương tính đơn vị %;

40 Trần Kim Quyên, Đoàn Quang Vinh, Lê Khắc Trường

Đồ thị 2 là ∆Wa2(%);

Đồ thị 3 là ∆Wbh (%) (Tác động vào thời điểm t=200);

Đồ thị 4 là ∆Wa1 (%) (Tác động vào thời điểm t=600);

Đồ thị 5 là %RH;

Đồ thị 6 là T (0C).

Nhận xét:

Khi giảm Wa1 xuống thì nhiệt độ trong buồng giảm dẫn đến độ ẩm tương đối của không khí trong buồng tăng lên theo, nên nhiệt độ điểm sương trong buồng thay đổi rất ít.

Khi tăng Wbh, độ ẩm trong buồng (đồ thị 5) tăng lên, nhiệt độ điểm sương cũng tăng theo. Để đảm bảo cân bằng khí vào - ra trong buồng sấy, bộ điều khiển tác động Wa1 tăng lên làm tăng nhiệt độ trong buồng.Bộ điều khiển tác động Wa2 tăng lên làm giảm độ ẩm không khí trong buồng, do đó nhiệt độ điểm sương cũng giảm theo.

3. Kết luận

-Bài báo đã xây dựng được động học nhiệt độ điểm sương trong buồng sấy giấy.

-Xét ảnh hưởng của lưu lượng nước bay hơi, lưu lượng gió nóng thổi vào buồng và nhiệt độ trong buồng sấy, tới nhiệt độ điểm sương.

- Thiết lập cấu trúc điều khiển và mô phỏng điều khiển quá trình nhiệt độ điểm sương, đáp ứng thu được phù hợp với thực tế vận hành tại nhà máy.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Forbes marshall – hood and pv system of Bai Bang Paper – Viet Nam, 2013.

[2] Trần Kim Quyên, Bùi Quốc Khánh, Lê Khắc Trường, Động học quá trình sấy giấy đối lưu, Hội Tự động hóa Việt Nam, Tạp chí Tự động hóa ngày nay, chuyên san Điều khiển và Tự động hóa số 11, tháng 12 năm 2014, pp 58-63.

[3] Trần Kim Quyên, Lê Khắc Trường, Phạm Văn Tuynh, “Động học quá trình cân bằng gió -Zerolevel trong buồng sấy giấy”, Hội Tự động hóa Việt Nam, Tạp chí Tự động hoá ngày nay, chuyên san Điều khiển và Tự động hoá số 12, tháng 4/2015, pp 36-41.

[4] Taylor & Francis Group, LLC. - Handbook of Industrial Drying- P82, 2006.

[5] Công ty Giấy Bãi Bằng, Tài liệu kỹ thuật xí nghiệp bảo dưỡng, (2014).

(BBT nhận bài:15/07/2015; phản biện xong: 25/07/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 41

NÂNG CAO CHẤT LƯỢNG KHÂU ĐIỀU KHIỂN PI CHO HỆ THỐNG TRUYỀN ĐỘNG VỚI GHÉP NỐI ĐÀN HỒI

ADVANCING PI CONTROLLER QUALITY FOR DRIVER SYSTEM WITH AN ELASTIC JOINT

Trần Văn Thân

Trường Đại học Trần Đại Nghĩa; tranthanpkkq@gmail.com

Tóm tắt - Trong bài báo này, tác giả sẽ trình bày phương phápthiết kế và kết quả nghiên cứu sửa đổi khâu điều khiển PI cổ điểnnhằm mục đích nâng cao chất lượng khâu điều khiển PI cho hệthống truyền động với ghép nối đàn hồi. Sau phần mở đầu ngắngọn tác giả sẽ trình bày về phương pháp và các bước thiết kế khâuđiều khiển PI cũng như khâu PI được sửa đổi. Đồng thời tác giảđánh giá những ưu nhược điểm của khâu PI cổ điển từ đó sửa đổikhâu PI bằng cách bổ sung thêm các thành phần phản hồi về đầuvào khâu điều khiển PI như mô men xoắn ms và sai lệch giữa tốcđộ động cơ và tốc độ tải (ω2-ω1). Tác giả đánh giá kết quả nghiêncứu và rút ra kết luận cho hệ thống được thiết kế thông qua kếtquả mô phỏng bằng phần mềm Matlab & Simulink kết hợp với kếtquả thử nghiệm tại phòng thí nghiệm trên đối tượng thực.

Abstract - This paper presents the design methods and researchresults of classic PI controller modification in order to improvecontrol quality in powertrain PI for driver system with an elasticjoint. Following the brief opening, the author explains the methodsand design stages in controlling as well as modifying PI.Simultaneously, the research assesses the advantages anddisadvantages of classic PI and hence modifies it by addingfeedback ingredients to controller input stages such as torque ms,deviation between motor speed and load speed (ω2-ω1). It alsoreviews the study outcomes and draws the conclusions on systemthrough the simulation results using Matlab & Simulink softwarecombining with the results of laboratory testing on real objects.

Từ khóa - hệ thống truyền động hai khối; khâu điều khiển PI; phảnhồi trạng thái; chống rung xoắn; hệ thống truyền động.

Key words - two-mass system drive; PI controller; feedback state;damping; drive system.

1. Đặt vấn đề

Trong thực tế, rất nhiều hệ thống truyền động có xảy ra hiện tượng ghép nối với trục không cứng hoàn toàn. Trong những hệ thống đó, có thể do kết cấu của trục không cứng hoàn toàn, hay do tương quan giữa mô men quán tính của động cơ cũng như máy công cụ rất lớn so với độ cứng của trục ghép nối… Trong rất nhiều nghiên cứu hiện nay, những hệ thống này được biết đến với tên gọi quen thuộc – hệ thống truyền động hai khối (two-mass system) – hay hệ thống truyền động với ghép nối đàn hồi, ghép nối mềm. Khi xảy ra hiện tượng trên, để điều khiển chính xác đối tượng là vô cùng khó khăn, dưới tác dụng mô men quay của động cơ gây nên hiện tượng biến dạng đàn hồi và sinh ra mô men xoắn trên trục, trong hệ thống có thể xảy ra hiện tượng dao động, có khả năng dẫn tới hiện tượng mất ổn định cho hệ thống, nguy hiểm hơn có thể dẫn tới phá hủy hệ thống. Hoặc hệ thống hoạt động được thì cũng với thời gian quá trình quá độ dài, độ chính xác và đáp ứng tín hiệu điều khiển với những giá trị xác lập mong muốn vô cùng khó khăn. Trong các nghiên cứu hiện nay, để điều khiển hệ thống truyền động dạng này có rất nhiều phương pháp khác nhau, nhưng nói chung nó được xem xét ở hai mảng sau đây: điều khiển hệ thống dùng các thuật toán điều khiển cổ điển [3], [5], [7], [8] và điều khiển hệ thống sử dụng các thuật toán điều khiển hiện đại [4], [6], [9], [10]. Với mục đích nâng cao chất lượng, thỏa mãn các yêu cầu đặt ra cho quá trình điều khiển hệ thống truyền động hai khối, trong nghiên cứu này tác giả thực hiện theo giải pháp mới đó là: sửa đổi thuật toán điều khiển PI cổ điển cho hệ thống truyền động với ghép nối đàn hồi.

2. Kết quả nghiên cứu và khảo sát

2.1. Mô hình toán đối tượng nghiên cứu

Hệ thống truyền động với ghép nối đàn hồi được biết đến với tên gọi quen thuộc là hệ thống truyền động hai khối (two-

mass system). Khối thứ nhất được hiểu ở đây là động cơ điện (có thể là động cơ điện một chiều, xoay chiều, PMSM…) phát sinh ra truyền động trong hệ thống, khối thứ hai đó là máy tải, hay máy làm việc. Cả hai khối này được gắn lên hai đầu một trục dẫn động mà ở đó trục không cứng hoàn toàn, trên trục dẫn động phát sinh mô men xoắn trong quá trình truyền động [1], [2], [3], [5], [7], [11]. Đó chính là yếu tố gây ra sự sai khác (không mong muốn) giữa tốc độ động cơ phát động ω1 và tốc độ máy làm việc ω2, hoặc nguy hiểm hơn còn có thể dẫn tới dao động mạnh phá hủy cả hệ thống.

Hình 1. Sơ đồ vật lý hệ thống truyền động hai khối

Sơ đồ vật lý mô tả hệ thống truyền động hai khối được thể hiện trên Hình 1. Qua phân tích hệ thống [3], [6], [7], [9] chúng ta nhận được hệ phương trình vi phân mô tả hệ thống truyền động hai khối như sau (1)-(3):

11

( )( ) ( )e s

d tT m t m t

dt

(1)

22

( )( ) ( )s L

d tT m t m t

dt

(2)

1 2

( )( ) ( )s

c

dm tT t t

dt (3)

Ở đây: ω1, ω2 – tốc độ động cơ và tốc độ tải; me, ms, mL – mô men điện từ, mô men xoắn và mô men tải; T1, T2, Tc – hằng số thời gian cơ khí động cơ, của tải và thành phần đàn hồi hệ thống.

Hệ thống đã được nghiên cứu cả trên phần mềm mô

42 Trần Văn Thân

phỏng Matlab & Simulink và kiểm nghiệm trên cả đối tượng thực ở phòng thí nghiệm với các giá trị hằng số thời gian danh định là: T1= T2=203ms và Tc=2,6ms.

Từ mô hình toán học mô tả đối tượng (1) – (3) với giả định quan hệ tín hiệu vào hệ thống truyền động là mô men điện từ me và tín hiệu ra hệ thống truyền động là tốc độ tải ω2, qua tính toán ta nhận được hàm truyền đạt của hệ thống truyền động hai khối như sau (4):

2

2

21 2 1 2

( ) 1

( ) ( )e c

sG s

m s s T T T s T T

(4)

2.2. Cấu trúc điều khiển

Với mục đích nâng cao chất lượng điều khiển cho hệ thống truyền động hai khối, sau đây chúng ta sẽ nghiên cứu hệ thống với cấu trúc điều khiển là khâu PI cổ điển, qua kết quả mô phỏng sẽ phân tích chất lượng làm việc của khâu. Đó là cơ sở để tác giả đưa ra được giải pháp sửa đổi, thiết kế khâu PI với chất lượng làm việc tối ưu hơn.

2.2.1. Cấu trúc điều khiển với PI cổ điển

Hình 2. Cấu trúc điều khiển hệ thống với khâu PI cổ điển

Cấu trúc điều khiển tốc độ hệ thống với khâu điều khiển PI cổ điển thể hiện trên Hình 2, trong đó: tín hiệu tác động vào hệ thống hai khối là mô men điện từ me và mô men tải mL. Trong cấu trúc này, tín hiệu tốc độ động cơ ω1 được đưa về đầu vào khâu điều khiển PI để so sánh với tốc độ đặt. Tín hiệu ra của khâu PI được đưa tới vòng điều khiển mô men để tạo ra mô men điện từ me đưa đến điều khiển động cơ điện (ở khối thứ nhất) và đảm bảo cho cả hệ thống truyền động hai khối vận hành. Tuy nhiên, vòng điều khiển mô men sẽ được đề cập đến trong một nghiên cứu khác, ở đây coi như vòng điều khiển mô men điện từ đã là tối ưu cho hệ thống truyền động hai khối.

Với quan hệ tín hiệu vào hệ thống là tốc độ đặt ωr và tín hiệu ra là tốc độ tải ω2. Trong các nghiên cứu đã chỉ ra rằng vòng điều khiển mô men cho hệ thống tối ưu có hàm truyền đạt tương đương như khâu quán tính có hằng số thời gian khá nhỏ, nên có thể lấy gần đúng là ( ) 1eG s . Với giả

thiết đó, qua tính toán nhận được hàm truyền đạt cho cả cấu trúc điều khiển hệ thống là (5):

2

2

3 21 2 2 1 2

R

r c c R R

s G sG s

s s TT T s T T G s s T T G s

(5)

Với: IR p

KG K

s hàm truyền đạt của khâu PI (6)

Từ (5) chúng ta nhận được phương trình đặc trưng mô tả hệ thống là (7):

4 3 2

1 1 1 2 1 2 1 2

1 10

p pI I

c c c c

K KK Ks s s s

T T TT T T TT T TT T

(7)

Với hệ thống có phương trình đặc trưng dạng (7), phương trình đặc trưng của mô hình tham chiếu hệ thống sẽ có dạng như sau (8):

4 3 2 2 2 2 3 44 2 4 4 0s s s s (8)

Sau khi đồng nhất các hệ số cùng bậc phương trình đặc trưng hệ thống (7) với phương trình đặc trưng của mô hình tham chiếu hệ thống (8), tính toán chúng ta nhận được hệ phương trình sau (9-12):

1 12 12 T T - hệ số dao động tắt dần (9)

1

2 cT T

- tần số dao động cộng hưởng (10)

112p cK TT - hằng số khuếch đại tỉ lệ PI (11)

1

1 2I cK T T T

- hằng số tỉ lệ tích phân PI (12)

a) b)

c) d)

e) f)

Hình 3. Kết quả mô phỏng: tốc độ động cơ (đen), tốc độ tải (xanh) (a,c,e); mô men điện từ (đen), mô men xoắn (xanh)

(b,d,f). R=0,5 (a,b); R=1 (c,d); R=2 (e,f)

Với khâu PI cổ điển vừa xây dựng, quan sát chúng ta nhận thấy các hệ số của khâu hoàn toàn phụ thuộc vào tham số đối tượng T1, T2, Tc. Để chỉnh định tham số (các hệ số KP, KI) khâu PI chúng ta chỉ có thể thay đổi các tham số hệ thống, hay thay đổi tương quan giá trị giữa các tham số trên. Trong nghiên cứu này chúng ta đặt hệ số tỉ lệ R=T2/T1, với giá trị danh định cho hệ thống R=1 (hay T2=T1=203ms). Ứng dụng với các tham số tính toán như trên, tiếp theo sẽ trình bày kết quả mô phỏng xem xét phản ứng xảy trong hệ thống. Trên Hình 3 đã thể hiện kết quả mô phỏng cho khâu PI cổ điển với các giá trị R khác nhau.

Quan sát kết quả mô phỏng chúng ta nhận thấy, khi R nhỏ (R=0,5), tức là hằng số thời gian của máy tải T2 nhỏ tương ứng mô men quán tính của máy công cụ nhỏ, các tín hiệu trong hệ thống xảy ra dao động và trong trường hợp này độ quá điều chỉnh cũng lớn hơn, sự sai khác giữa tốc độ tải ω2 và tốc độ động cơ ω1 lớn (Hình 3a,c). Khi tăng hệ số tỉ lệ R, tức là tăng hằng số thời gian của tải T2, mô men quán tính của máy tải tăng (Hình 3c, R=1, Hình 3e R=2), sẽ giảm

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 43

dao động xảy ra trong hệ thống, độ quá điều chỉnh cũng giảm nhanh, hệ thống nhanh chóng đạt giá trị tín hiệu tốc độ đặt và đi vào làm việc ổn định. Điều đó cũng thể hiện tương tự trên kết quả mô phỏng cho mô men điện từ me và mô men xoắn ms (Hình 3b, d, f). Với khâu điều khiển PI cổ điển, để chất lượng điều khiển tốt hơn ta chỉ có mỗi phương pháp tăng hệ số R. Đó là điểm hạn chế cơ bản của khâu PI.

2.2.2. Cấu trúc điều khiển với khâu PI sửa đổi

Trên cơ sở các kết quả đã phân tích ở trên, tác giả đã đưa ra giải pháp sửa đổi khâu PI bằng cách bổ sung thêm các thành phần phản hồi về đầu vào khâu điều khiển. Trên Hình 4 giới thiệu khâu PI được sửa đổi, ngoài khâu PI cổ điển tương tự như trường hợp trên, hệ thống bổ sung thêm hai vòng phản hồi về khâu điều khiển. Vòng phản hồi thứ nhất đó là mô men xoắn ms lấy từ hệ thống: giá trị mô men xoắn ms này đưa qua hệ số k1 và đưa vào so sánh với giá trị đầu ra khâu PI sau đó cùng đưa vào vòng điều khiển mô men của hệ thống; tín hiệu phản hồi thứ hai đó là sai lệch (hiệu số ω2 - ω1) giữa tốc độ động cơ ω1 và tốc độ tải ω2 được đưa qua hệ số k2 sau đó chúng được đưa tới bộ tổng hợp cùng với giá trị tốc độ động cơ ω1 và so sánh với tốc độ đặt ωr để đưa vào khâu điều khiển PI.

Hình 4. Cấu trúc điều khiển với khâu PI bổ sung thêm thành các biến trạng thái phản hồi từ hệ thống

Với sơ đồ cấu trúc hệ thống trên Hình 4, ta có thể dễ dàng tính được hàm truyền đạt của hệ thống để từ đó nhận được phương trình đặc trưng có dạng (13) như sau:

4 3 2 12 2

1 2 1 1 2 1 2

1 1 1(1 ) 1 0

p p ii

c c c c c

K K Kks s k s K k s

T TT T T T TT T TT T

(13)

Tính toán tương tự như trường hợp cho khâu PI cổ điển ở trên sẽ nhận được hệ phương trình (14-17) quan hệ như sau:

2 2 1 11 2 1 1 24 c ck T T T T T T (14)

2 12 2( ) 1ck T T (15)

31 24p cK T T T (16)

41 2I cK T T T

(17)

Trong đó: ω là tần số dao động cộng hưởng và ξ là hệ số dao động tắt dần của khâu PI sửa đổi mà ta thiết kế.

Quan sát hệ phương trình (14-17) dễ dàng nhận thấy, các hệ số của khâu PI (KP, KI) và các hệ số bổ sung (k1, k2) ngoài phụ thuộc vào tham số của hệ thống T1, T2, Tc và nó còn phụ thuộc vào tần số dao động cộng hưởng ω và hệ số dao động tắt dần ξ của hệ thống vừa mới thiết kế. Thay đổi giá trị của các tham số này (ξ và ω) cho phép chúng ta thay đổi chất lượng của quá trình điều khiển hệ thống. Đây là điểm đặc biệt quan trọng mà khâu PI cổ điển không thể có được. Qua các kết quả mô phỏng đã được thử nghiệm, hệ số dao động tắt dần ξ=0.7 là tốt nhất cho hệ thống. Giá trị này thỏa mãn các yêu

cầu cho quá trình đáp ứng nhanh, độ quá điều chỉnh thích hợp cũng hạn chế dao động xẩy ra trong hệ thống.

a) b)

c) d)

e) f)

Hình 5. Kết quả mô phỏng: tốc độ động cơ (đen), tốc độ tải (xanh) (a,c,e); mô men điện từ (đen),

mô men xoắn (xanh) (b,d,f). Với ξ=0.7 và ω=30s-1 (a,b); ω =45 s-1 (c,d); ω =60 s-1 (e,f)

Sau đây ta sẽ đi nghiên cứu kết quả mô phỏng với các giá trị khác nhau của tần số dao động cộng hưởng ω. Các kết quả mô phỏng được thể hiện trên Hình 5 với giá trị ξ=0.7. Ở Hình 5a, b với giá trị ω=30s-1, với giá trị này quan sát chúng ta thấy thời gian đáp ứng của hệ thống chậm, do khi có đột biến mô men điện từ me tăng chậm là kết quả của đáp ứng tốc độ. Ở Hình 5e, f khi giá trị ω=60s-1, đặt giá trị khá lớn mô men điện từ lớn nhưng không ổn định, có xẩy ra hiện tượng dao động nên ảnh hưởng đến tín hiệu tốc độ động cơ ω1, khi có tác động của tải (t=0,4s) hiện tượng tương tự xẩy ra trên tốc độ động cơ ω1. Mặc dù thời gian đáp ứng giá trị đặt tương đối nhanh, thời gian quá độ ngắn, nhưng nhìn chung trong trường hợp này tín hiệu không thực sự tốt. Trở lại với Hình 5c, d, khi giá trị ω=45s-1 chất lượng điều khiển hệ thống hai khối đạt tốt nhất so với hai trường hợp vừa phân tích ở trên. Tốc độ động cơ ω1 và tốc độ tải ω2 đều đảm bảo đáp ứng nhanh, khi có tác động của mô men tải cả mô men và tốc độ đều đạt độ ổn định cao, đặc biệt không xảy ra dao động trong quá trình động, đây là giá trị tham số tối ưu cho cài đặt khâu PI sửa đổi.

Ngoài các kết quả mô phỏng trên phần mềm Matlab & Simulink đã phân tích trên đây, nghiên cứu còn tiến hành đánh giá trên đối tượng thực tại phòng thí nghiệm (Hình 7) (*). Trên Hình 6 thể hiện kết quả kiểm định tại phòng Lab, với tham số mô phỏng tối ưu đã phân tích trên đây, cài đặt cho khâu điều khiển PI sửa đổi, chúng ta nhận thấy thời gian đáp ứng cũng như độ quá điều chỉnh của hệ thống rất tốt, đặc biệt khi có tác động đột biến hệ thống không xảy ra dao động và nhanh chóng đi vào trạng thái làm việc ổn định. Trong quá trình đó mô men điện từ me tăng nhanh (về độ lớn), sau khi hệ thống làm việc ổn định nó lại giảm nhanh về giá trị danh định, còn mô men xoắn bám theo mô

44 Trần Văn Thân

men điện từ và đặc biệt không xảy ra dao động, hay mất ổn định. Điều này chứng tỏ khâu PI sửa đổi làm việc rất tốt trên cả đối tượng thực tế tại phòng thí nghiệm.

a) b)

Hình 6. Kết quả thực nghiệm đo lường trên đối tượng thực, tốc độ động cơ (đen), tốc độ tải (đỏ) (a); mô men điện từ

(đen), mô men xoắn (đỏ) (b) (Trong cấu trúc điều khiển PI sửa đổi, với ω=45s-1, ξ=0,7)

3. Kết luận

Với các kết quả nghiên cứu đã chỉ ra trên đây, chúng ta có thể rút ra các kết luận sau:

Khâu điều khiển PI cổ điển vẫn có thể điều khiển hệ thống truyền động hai khối, tuy nhiên chất lượng điều khiển hệ thống chưa tốt, chưa đáp ứng được các yêu cầu đặt ra cho các tiêu chí thiết kế. Hơn nữa, việc chỉnh định các tham số của khâu PI rất khó khăn chỉ có thể điều chỉnh qua tham số của hệ thống, điều này rất bị động cho quá trình thiết kế.

Hình 7. Mô hình đối tượng nghiên cứu thực tại phòng thí nghiệm

(*) Phòng thí nghiệm tại bộ môn Cơ điện tử và Tự động hóa công nghiệp – Viện Máy, Đo lường và Truyền động điện

Khoa Điện –Đại học Bách khoa Wrocław – CH Ba Lan.

Khâu điều khiển PI được sửa đổi với việc bổ sung thêm thành phần phản hồi như mô men xoắn ms, và sai lệch giữa tốc độ động cơ ω1 với tốc độ tải ω2 về đầu vào qua các hệ số k1, k2 cho phép hệ thống có tác động nhanh; độ quá điều chỉnh nhỏ; không xảy ra dao động; độ ổn định làm việc và độ tin cậy làm việc cao. Hơn nữa, khâu PI sửa đổi có khả năng chỉnh định giá trị các hệ số KI, KP, k1, k2 thông qua hệ

số dao động tắt dần và tần số dao động cộng hưởng ω của hệ thống, đảm bảo linh hoạt trong quá trình chỉnh định chất lượng điều khiển hệ thống. Hệ thống làm việc tốt trên cả kết quả mô phỏng và trên cả đối tượng thực. Trên đây là những ưu điểm nổi bật của khâu PI sửa đổi, đảm bảo tốt các tiêu chỉ chất lượng cho quá trình điều khiển hệ thống truyền động với ghép nối đàn hồi./.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Trần Văn Thân, Marcin Kamiński, Krzysztof Szabat., Ứng dụng mô hình mờ nơ ron trong ước lượng biến trạng thái hệ thống truyền động điện với ghép nối đàn hồi, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, trang 41-48. Số 52, 2012.

[2] Trần Văn Thân, Marcin Kamiński, Krzysztof Szabat., Ước lượng các trạng thái không thể đo lường trong hệ truyền động điện với ghép nối đàn hồi sử dụng lô gic mờ cho khâu quan sát Luenberger. Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, trang 79-84. Số 66, 2013.

[3] Trần Văn Thân., Zastosowanie logiki rozmytej w estymatorach zmiennych stanu układu napędowego z połączeniem sprężystym. Rozprawa doktorska (27.09.2013) Politechnika Wrocławska, Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych, Wrocław

[4] John H Lilly; Fuzzy control and identification; John Wiley & Sons, 4, October, 2010 – p.300

[5] Krzysztof Szabat., Analiza układów sterowania napędu pradu stałego z połączeniem sprężystym z regulatorami klasycznymi i rozmytymi. Rozprawa doktorska Politechnika Wrocławska, Instytut Maszyn, Napędów i Pomiarów Elektrycznych, Wrocław (20.09.2003)

[6] Krzysztof Szabat., Serkies P., Cychowski M.; Application of the MPC to the robust control of the two- mass drive system; Industrial Electronics (ISIE) page(s): 1901 - 1906, IEEE International Symposium on Date of Conference: 27-30 June 2011; Conference Publications 2011.

[7] Krzysztof Szabat., Struktury sterowania elektrycznych układów napędowych z połączeniem sprężystym., Praca naukowe instytutu Maszyny, Napędów i Pomiarów Elektrycznych Politechnika Wrocławskiej., 2008

[8] Muszynski R., Deskur J., Damping of Torsional Vibrations in High-Dynamic Industrial Drives, IEEE Trans. on Industrial Electronics, vol. 57, no. 2, pp. 544-552, 2010.

[9] Marcin Cychowski, Member, IEEE, Krzysztof Szabat, and Teresa Orlowska-Kowalska, Senior Member, IEEE.; Constrained model predictive control of the drive system with mechanical elasticity.; IEEE transactions on industrial electronics, Vol. 56, No. 6, June 2009 1963

[10] Erenturk K., Gray-fuzzy control of a nonlinear two-mass system, Journal of the Franklin Institute, vol. 347, no. 7, pp. 1171-1185, 2010

[11] Tran Van Than., Krzysztof Szabat, Marcin Kamiński., A Modified Fuzzy Luenberger Observer for a Two-Mass Drive System., IEEE Transactions on Industrial Informatics. 2015, vol. 11, nr 2, p. 531-539.

(BBT nhận bài: 27/05/2015, phản biện xong: 29/06/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 45

TÍNH CHẤT CƠ LÝ ĐẤT ĐÁ VEN BIỂN QUẢNG NAM VÀ ẢNH HƯỞNG ĐẾN CÔNG TÁC XÂY DỰNG CÔNG TRÌNH

PHYSICAL-MECHANICAL PROPERTIES OF ROCK AND SOIL IN THE COASTAL REGION IN QUANG NAM AND THEIR INFLUENCES ON THE CONSTRUCTION

Nguyễn Thị Ngọc Yến1, Đỗ Quang Thiên2 1Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; ngocyendc@gmail.com

2Trường Đại học Khoa học, Đại học Huế; dquangthien@yahool.com

Tóm tắt - Dựa trên 3000 dãy số liệu thu thập, trong đó có 118 dãysố liệu kiểm tra, có thể phân chia địa tầng đồng bằng ven biểnQuảng Nam thành 5 nhóm với 42 phụ nhóm đất đá. Trong đó, có17 nhóm đất rời có tính chất xây dựng tốt với sức kháng xuyên tiêuchuẩn (N30) từ 8 đến 50, thường N30 = 17 – 32, và sức chịu tải tiêuchuẩn (Rn) từ 0,75 kG/cm2 đến hơn 60 kG/cm2, phổ biến Rn = 1,50- 3,00 kG/cm2. Đất dính đang trong quá trình tự nén chặt với giá trịkd từ 0,13 đến 0,79. Đất yếu được chia thành 7 phụ nhóm, chúngphân bố gần bề mặt đất và do đó nó chưa tự nén chặt với giá trị kd< 0 (từ - 0,31 đến - 1,07), lún mạnh (a1-2= 0,068 - 0,128cm2/kG),sức kháng cắt thấp (< 50, C<0,1KG/cm2) và sức chịu tải khôngđáng kể (Rn< 0,5KG/cm2), gây ảnh hưởng xấu đến sự ổn định củacông trình. Các nhóm đá cứng và đá nửa cứng có thể sử dụng làmnền cho công trình xây dựng và vật liệu xây dựng.

Abstract - Based on over 3000 data series, of which there are 118 rowsof data (test) it is possible to divide the stratigraphy of Quang Nam coastalplain into 5 groups with 42 subgroups of rocks and soils. In which, 17subgroups of cohesionless soils have the grain composition ranging, thecoarser materials show the deeper distribution and therefore having betterengineering properties with standard penetration resistance (N30) from 8 toover 50, commonly at N30 = 17 - 32 and standard bearing capacity (Rn)from 0.75 kG/cm2 to more than 60 kG/cm2, commonly at Rn = 1.50 –3.00kG/cm2. Cohesive soils are now belonging to the self-compaction processwith their natural compaction index of kd = 0.13 – 0.79. The group of softsoils is divided into 7 subgroups, These soils almost extend close to groundsurface and so they belong to preself-compaction stage (kd = -1.07 -0.31)with high compressibility (a1-2= 0.068 – 0.128cm2/kG), low shear resistance(< 50, C<0.1KG/cm2) and bearing capacity (Rn < 0.5 kG/cm2). These soilshave therefore caused adverse effects on the structure stability in the area.The group of hard rocks (3 subgroups) and semi-hard rocks, can be usedas natural foundation of different structures and natural constructionmaterials as well.

Từ khóa - đồng bằng ven biển Quảng Nam; tính chất cơ lý đất đá;chỉ số nén tự nhiên; sức chịu tải; địa tầng đệ tứ.

Key words - Quang Nam coastal plain; Physiacl-MechanicalProperties; natural compaction index; bearing capacity; quaternarystratigraphy

1. Đặt vấn đề

Để có số liệu tin cậy về tính chất cơ lý (TCCL) của đất đá phục vụ thiết kế thi công công trình xây dựng ở đồng bằng ven biển (ĐBVB) Quảng Nam, từ lâu đã có nhiều cơ quan khảo sát xây dựng, các nhà khoa học nghiên cứu chuyên ngành tiến hành khoan đào, thăm dò, lấy mẫu và thí nghiệm hàng nghìn mẫu TCCL đất đá ở trong phòng thí nghiệm, cũng như thí nghiệm ngoài hiện trường. Số liệu thí nghiệm TCCL đất đá, nhất là các loại đất trầm tích Đệ tứ rất phong phú và được lưu trữ ở nhiều cơ quan khác nhau. Trong đó, đáng kể nhất là số liệu TCCL đất đá thuộc các dự án xây dựng lớn như: Cầu Cửa Đại, cầu Nổi, cầu Bà Rén, dự án đường cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi, đề án nghiên cứu lập bản đồ địa chất thủy văn – địa chất công trình (ĐCTV – ĐCCT) tỷ lệ 1: 50000, vùng Duy Xuyên - Tam Kỳ, đề án nghiên cứu lập bản đồ ĐCTV - ĐCCT tỷ lệ 1: 200000, vùng Bình Sơn - Hải Vân,…[2, 5, 7a, 7b, 7c, 7d]. Tuy nhiên, tập thể tác giả không thể thu thập đầy đủ số liệu thí nghiệm TCCL hiện có đang còn lưu trữ phân tán ở nhiều cơ quan khảo sát xây dựng, các tổ chức nghiên cứu và các nhà khoa học. Trong quá trình nghiên cứu, nhóm nghiên cứu đã thu thập đưa vào xử lý trên 3000 dãy số liệu (mẫu thí nghiệm), trong đó có 118 dãy số liệu (kiểm tra) do chúng tôi thực hiện trong dự án “Đánh giá tổng hợp điều kiện địa chất công trình vùng đồng bằng ven biển Quảng Nam trong bối cảnh biến đổi khí hậu”. Khó khăn thứ hai là TCCL của đất đá được thí nghiệm, phân tích bằng các thiết bị, phương pháp không đồng

nhất, do các thí nghiệm viên với tay nghề khác nhau thực hiện. Thực tiễn sử dụng kết quả thí nghiệm TCCL đất đã cho thấy, cùng một mẫu đất đá thí nghiệm với thiết bị, phương pháp thí nghiệm và người tiến hành khác nhau thường cho kết quả chênh lệch nhau quá lớn, không đảm bảo độ tin cậy của số liệu. Mặt khác, số liệu TCCL đất đá thu thập được không phải là số liệu phân tích các mẫu riêng lẻ mà chủ yếu là giá trị trung bình cộng của các tính chất cơ lý theo từng loại đất đá do người xử lý kết quả thí nghiệm cung cấp. Ngay cả trong một số dự án xây dựng quan trọng, các đề án nghiên cứu quy mô lớn, số liệu TCCL đất đá phong phú cũng không được hệ thống hóa theo tiêu chí khoa học và xử lý bằng phương pháp xác xuất thống kê với độ chính xác cao để chọn các giá trị tính năng xây dựng dùng cho thiết kế, tính toán công trình. Do vậy, trên cơ sở xử lý lại các dãy số liệu TCCL thu thập được, kết hợp với các dãy số liệu kiểm tra theo một phương pháp tiếp cận hợp lý, nhóm nghiên cứu đã tiến hành đánh giá TCCL của vùng đồng bằng nghiên cứu như là cơ sở khoa học tin cậy cho công tác thiết kế, quy hoạch xây dựng và khai thác kinh tế lãnh thổ.

2. Kết quả nghiên cứu và khảo sát

2.1. Phương pháp tiếp cận xử lý số liệu thí nghiệm tính chất cơ lý đất đá

Từ những khó khăn và hạn chế đã đề cập trên, với địa bàn nghiên cứu rộng lớn, nhóm nghiên cứu xử lý số liệu TCCT đất đá theo phương pháp tiếp cận như dưới đây:

46 Nguyễn Thị Ngọc Yến, Đỗ Quang Thiên

- Tổ hợp số liệu (hệ thống hóa) TCCL đất đá nhất thiết phải tuân thủ tối đa nguyên tắc nhóm, phụ nhóm, loại thạch học và dạng hoặc tựa dạng ĐCCT.

- Các chỉ tiêu TCCL đất đá có số lượng số liệu thí nghiệm hạn chế, kết quả thí nghiệm quá phân tán, kể cả kém chính xác sẽ không đưa vào hệ thống hóa và xử lý số liệu theo phương pháp đã chọn.

- Công tác xử lý số liệu, xác định giá trị TCCL đất đá phục vụ công tác xây dựng trong điều kiện có nhiều hạn chế như đã nêu, thì hợp lý nhất là tiến hành theo phương pháp giá trị trung bình số học như nhiều cơ quan khảo sát xây dựng hoặc dự án nghiên cứu đã triển khai trước đây trên lãnh thổ này.

2.2. Hệ thống hóa, xử lý số liệu và xác định giá trị trung bình thành phần hạt tính chất cơ lý chủ yếu của đất đá khu vực

Quán triệt phương pháp tiếp cận đã luận giải trong hệ thống hóa, xử lý số liệu TCCL đất đá, trước hết nhóm nghiên cứu lựa chọn, sắp xếp số liệu thí nghiệm TCCL đất đá đã thu thập được theo từng nhóm, phụ nhóm, loại thạch học đến dạng hoặc tựa dạng ĐCCT vào tổ hợp số liệu theo quy định hiện hành, sau đó tiến hành xử lý số liệu, xác định giá trị trung bình từ thành phần hạt đến chỉ tiêu TCCT đất đá chủ yếu. Dưới đây là phần minh họa kết quả xử lý, xác định giá trị trung bình các chỉ tiêu cơ lý của các tựa dạng ĐCCT thuộc các phụ nhóm và nhóm đất đá ĐCCT khác nhau. Bản đồ phân bố đất đá khu vực thể hiện Hình 1.

Hình 1. Bản đồ phân bố đất đá vùng nghiên cứu

2.2.1. Tính chất cơ lý đá

Do chịu tác động lâu dài của các quá trình địa chất ngoại sinh, nội sinh, nhất là các hoạt động phá hủy đứt gãy kiến tạo, hoạt động phong hóa mà các thành tạo đá gốc nói trên bị nứt nẻ, phong hóa mãnh liệt. Vì vậy, việc lấy mẫu đá phong hóa ở mức độ khác nhau không thể hiện được, mà chỉ xác định các chỉ tiêu TCCL đá phong hóa nhẹ của một số

mẫu hạn chế. Kết quả xử lý và xác định giá trị trung bình số học một số chỉ tiêu TCCL đá cứng, nửa cứng được trình bảy trong Bảng 1. Từ số liệu minh họa trong Bảng 1, dễ dàng nhận thấy tính chất cơ lý của mẫu đá phong hóa từ nhẹ đến vừa biến đổi phức tạp trong phạm vi khá rộng thuộc hai nhóm đá cứng và nửa cứng, nhưng vẫn có thể sử dụng làm nền và môi trường cho các công trình xây dựng hoặc làm vật liệu xây dựng tự nhiên.

Bảng 1. Giá trị trung bình chỉ tiêu cơ lý đá cứng và nửa cứng

Nh

óm

Phụ nhóm Dạng hoặc tựa dạng

Địa chất Công trình

Các chỉ tiêu tính chất cơ lý chủ yếu của các dạng, tựa dạng ĐCCT

w g/cm3 ∆s g/cm3 n % W % Wmax %

Rn

KG/cm2

Rnw

KG/cm2 Kw Độ

C KG/

cm2

Eo KG

/cm2

Đá

cứn

g

Biến chất

Đá phiến thạch anh - plagiocla - amphibol,

Đá phiến amphibol

Amphibolit

2,74

2,72

2,71

2,77

2,78

2,82

1,09

2,30

4,66

0,21

0,47

0,39

0,56

0,94

2,38

1820

1365

1690

1747

1243

1518

0,96

0,91

0,90

35

34

33

474

378

486

89,810

56,924

73,875

Magma xâm nhập

Granit

Granodiorit

Diorit

Gabro

Diaba

2,66

2,67

2,69

2,78

2,72

2,67

2,73

2,76

2,90

2,88

3,54

4,85

3,08

2,93

2,45

0,28

0,86

0,55

0,91

1,02

0,81

2,70

1,62

2,02

2,38

1207

1579

1603

1952

1814

1662

1442

1475

1739

1578

0,88

0,91

0,92

0,89

0,87

37

36

34

32

33

301

403

426

540

492

53,441

76,213

80,175

97,827

82,904

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 47

Trầm tích lục nguyên cacbonat

Cát kết cứng chắc

Đá vôi hoa hóa

2,59

2,63

2,66

2,74

4,33

8,75

-

-

-

-

759

695

655

577

0,86

0,83

35

34

197

185

40,206

- Đ

á nử

a cứ

ng

Trầm tích lục nguyên Nan

Cuội kết

Cát kết

Bột kết

-

2,59

2,50

-

2,67

2,69

-

4,94

7,07

-

-

-

-

-

-

485

493

375

-

411

307

-

0,83

0,82

37

34

31

121

130

106

-

-

-

2.2.2. Tính chất cơ lý nhóm đất rời

Đối với nhóm đất rời đang xét, sau thành phần hạt, trọng lượng riêng, hệ số rỗng giới hạn (emax, emin) thì góc nghỉ ở trạng thái khô và ướt, số liệu xuyên tiêu chuẩn (SPT) cũng được các cơ quan khảo sát xây dựng, các nhà nghiên cứu quan tâm thí nghiệm với khối lượng đáng kể. Kết quả xử lý số liệu, xác

định giá trị trung bình thành phần hạt và các chỉ tiêu tính chất của nhóm đất rời được trình bày ở Bảng 2a, 2b. Qua số liệu trên cho thấy đất rời ở ĐBVB Quảng Nam có thành phần hạt càng thô, thời gian thành tạo càng sớm và phân bố ở độ sâu càng lớn thì tính năng xây dựng biến đổi theo hướng có lợi càng mạnh, và sức chịu tải càng cao.

Bảng 2a. Giá trị trung bình thành phần hạt và các tính chất cơ lý đất rời

Phụ nhóm Dạng hay tựa dạng

ĐCCT

Số lượng

mẫu xử lý

Thành phần các nhóm hạt (%) Độ ẩm tự nhiên W,%

Dung trọng ướt γw,g/cm3

Dung trọng khô

γc,g/cm3 <2 mm 2-1 mm 1-0,5 mm

0,5-0,25

mm

0,25-0,1

mm

0,1-0,005

mm

<0,005

mm

Đất

rờ

i

aQ23

Cát vừa xốp

Cát nhỏ xốp

29

37

7,84

2,03

7,16

5,87

33,58

8,81

32,97

29,02

11,45

33,14

5,77

18,12

1,23

3,01

aQ22

Cát vừa xốp

Cát nhỏ xốp

Cát bụi xốp

33

42

32

6,07

1,29

9,20

6,71

3,05

26,13

13,08

18,63

38,11

24,72

25,48

11,49

33,19

26,73

7,81

18,71

23,16

1,19

2,30

2,95

25,46

1,84

1,47

aQ21

Cát thô chặt

Cát vừa chặt vừa

Cát nhỏ chặt vừa

37

36

29

10,22

4,79

1,03

14,42

9,23

3,72

29,60

16,35

5,82

26,35

25,70

39,58

9,83

26,44

21,60

7,54

15,36

15,45

2,04

2,13

2,80

aQ13(2)đt

Cát thô chặt vừa

Cát vừa chặt vừa

Cát nhỏ chặt vừa

28

31

26

8,40

2,39

0,65

17,26

4,70

11,56

31,05

14,93

13,31

27,63

37,79

22,48

12,38

27,26

33,01

2,04

10,90

16,35

1,24

2,03

2,64

20,14

1,81

1,51

aQ13(1)

Cát, cuội lẫn tảng

Cát thô chặt

Cát vừa chặt

15

34

38

75,39

12,06

0,91

8,96

13,73

8,64

5,23

30,18

12,73

3,85

25,21

41,37

2,79

10,37

23,56

2,50

6,04

10,16

1,28

2,41

2,63

aQ12

Cát thô chứa cuội sỏi

Cát vừa chặt

27

29

21,15

2,26

15,21

14,58

24,17

18,69

23,42

26,13

10,05

15,34

4,40

9,92

1,60

3,08

aQ11

Cát, cuội, tảng rất chặt

Cát thô lẫn cuội sỏi chặt

34

23

61,63

16,16

8,25

12,43

9,34

25,91

8,51

29,05

6,94

11,21

3,21

3,84

2,12

1,40

amQ23

Cát vừa chặt

Cát nhỏ chặt vừa

27

24

8,15

5,48

6,97

13,24

30,46

35,60

29,79

28,32

15,07

12,61

7,15

4,39

2,41

3,06

19,65

1,87

1,56

amQ22 Cát bụi xốp 42 0,81 11,67 16,35 30,76 25,88 12,41 2,12 25,16 1,85 1,48

amQ12 Cát nhỏ chặt 35 3,37 13,35 15,24 15,76 36,81 13,10 2,37

amQ11 Cát bụi chặt 26 0,46 6,01 15,52 21,58 30,30 23,11 3,02

abm Q23ch Cát nhỏ xốp 37 1,74 4,51 9,34 25,37 37,48 19,35 2,21

mv Q23

Cát vừa xốp

Cát nhỏ xốp

68

21

0,50

11,49

3,64

42,38

11,37

40,03

34,82

4,27

49,08

1,33

1,09

m Q22no

Cát vừa chặt vừa đến chặt

Cát nhỏ xốp đến chặt vừa

Cát bụi xốp

87

75

21

3,15

1,08

9,41

7,93

1,96

42,99

40,07

24,04

25,64

43,12

36,45

18,81

7,80

34,71

2,84

mQ13(2)đn

Cát vừa chặt

Cát nhỏ chặt vừa

Cát bụi xốp

53

41

32

0,66

2,27

2,76

0,67

10,65

9,37

4,15

43,93

37,66

22,84

25,86

33,19

31,72

16,63

17,02

38,60

2,02

16,77

1,87

1,60

mQ13(1)lc

Cát chứa sỏi, cuội

Cát vừa xốp

27

29

17,15

2,64

29,62

19,36

37,18

47,75

13,47

25,38

2,58

3,12

1,30

adpQ Cát cuội tảng 25 31,49 40,67 20,54 5,02 1,47 0,81

Bảng 2b. Giá trị trung bình thành phần hạt và các tính chất cơ lý đất rời

Nhóm Phụ nhóm Dạng hay tựa dạng ĐCCT

Số lượng

mẫu xử

lý

Trọng lượng

riêng sg/cm3

Hệ số

rỗng tự nhiêneo

Hệ số rỗng max

emax

Hệ số

rỗng min emin

Độ chặt tương đối

kd=��� � ���

��� � �����

Góc nghĩ

khô d ,

độ

Gốc nghĩ

ướt ,

độ

Hệ số thấm

nước K,

m/ngđ

Giá trịSPT

Sứ cchịu tải tiêu

chuẩn Rn,

KG/cm2

Đất

rờ

i

aQ23

Cát vừa xốp

Cát nhỏ xốp

29

37

2,66

2,66

0,98

0,99

0,48

0,50

32

30

25

23

18,50

5,75

1,5

1,00

aQ22

Cát vừa xốp

Cát nhỏ xốp

Cát bụi xốp

33

42

32

2,66

2,66

2,67

0,82

0,97

0,98

0,99

0,46

0,47

0,50

0.34

32

30

28

26

24

22

14,75

5,50

2,20

12

9

1,5

1,00

≤1,0

aQ21

Cát thô chặt

Cát vừa chặt vừa

Cát nhỏ chặt vừa

37

36

29

2,66

2,65

2,67

0,96

0,97

0,98

0,46

0,48

0,49

35

33

31

33

30

28

27,80

14,25

4,50

32

21

15

3,00

2,25

1,50

aQ13(2)đt

Cát thô chặt vừa

Cát vừa chặt vừa

Cát nhỏ chặt vừa

28

31

26

2,65

2,66

2,66

0,76

0,97

0,98

0,97

0,48

0,48

0,49

0.43

34

32

31

33

29

28

30,65

17,50

4,20

26

22

17

2,50

2,25

1,50

aQ13(1)

Cát, cuội lẫn tảng

Cát thô chặt

15

34

2,67

2,66

0,94

0,44

37

35

~100

28,50

>50

39

>60

3,5

48 Nguyễn Thị Ngọc Yến, Đỗ Quang Thiên

Cát vừa chặt 38 2,66 0,95 0,45 34 32 14,75 32 3,00

aQ12

Cát thô chứa cuội sỏi

Cát vừa chặt

27

29

2,67

2,66

0,93

0,43

34

32

26,15

15,50

>50

35

4,5

3,00

aQ11

Cát, cuội, tảng rất chặt

Cát thô lẫn cuội sỏi chặt

34

23

2,67

2,67

~100

29,75

>50

37

>60

3,5

amQ23

Cát vừa chặt

Cát nhỏ chặt vừa

27

24

2,66

2,66

0,70

0,93

0,94

0,42

0,44

0,48

32

30

28

26

20,15

5,50

29

18

2,50

1,50

amQ22 Cát bụi xốp 42 2,67 0,81 2,75 8 ≤1,0

amQ12 Cát nhỏ chặt 35 2,67 0,93 0,43 29 25 4,75 33 2,25

amQ11 Cát bụi chặt 26 2,67 0,98 0,50 28 24 1,50 30 2,00

abm Q23ch Cát nhỏ xốp 37 2,65 0,98 0,51 28 25 6,25 9 1,00

mv Q23

Cát vừa xốp

Cát nhỏ xốp

68

21

2,65

2,66

0,98

0,99

0,52

0,53

32

30

28

27

22,72

11,65

10

8

1,00

≤1,0

m Q22no

Cát vừa chặt vừa đến chặt

Cát nhỏ xốp đến chặt vừa

Cát bụi xốp

87

75

21

2,65

2,66

2,67

0,96

0,97

0,98

0,46

0,48

0,49

32

30

29

27

26

25

20,50

5,25

1,35

14-41

10-20

8

1,5-2,5

1-1,75

≤1,0

mQ13(2)đn

Cát vừa chặt

Cát nhỏ chặt vừa

Cát bụi xốp

53

41

32

2,65

2,65

2,67

0,66

0,95

0,97

0,98

0,48

0,49

0,50

0,62

33

31

29

28

26

24

19,75

5,0

1,20

31-44

15-19

10

2-3

1,5

~1,0

mQ13(1)lc

Cát chứa sỏi, cuội

Cát vừa xốp

27

29

2,67

2,66

~50

~25

2,5

1,5

adpQ Cát cuội tảng 25 ~100 3-4

2.2.3. Tính chất cơ lý nhóm đất dính

So với nhóm đất rời, các chỉ tiêu TCCL đất dính đa dạng hơn, số liệu thí nghiệm phong phú, công tác hệ thống hóa, xử lý kết quả phân tích các mẫu đất phức tạp, khó khăn hơn nhiều. Giá trị trung bình thành phần các nhóm hạt cơ bản, cũng như các chỉ tiêu tính chất cơ lý đất dính sau xử lý được minh họa trong Bảng 3a, 3b. Từ số liệu trình bày ở Bảng 3a, 3b cho thấy, tính chất cơ lý đất có quan hệ rất chặt chẽ với thành phần vật chất (thành phần hạt, thành phần hóa khoáng), thời gian thành tạo cũng như đặc điểm phân bố trong mặt cắt địa chất trầm tích Đệ tứ. Trong đó trầm tích có cùng thành phần vật chất, nếu được thành tạo sớm

và phân bố ở độ sâu lớn thì hệ số rỗng, độ ẩm, và tính chất nén lún,... càng giảm, ngược lại dung trọng, sức kháng cắt, giá trị xuyên tiêu chuẩn càng tăng. Đối với đất dính đặc trưng (sét pha, sét, kể cả bùn sét pha thuộc nhóm đất đặc biệt), sự biến đổi TCCL nói chung và quá trình phong hóa còn được thể hiện qua chỉ số tự nén chặt đất loại sét do V.A. Priklonsky đề xuất kd. Đất loại sét đặc trưng của lãnh thổ nghiên cứu đang trong quá trình tự nén chặt với giá trị kd dao động từ 0,13 đến 0,79, tức là đất được nén chặt vừa. Trong đó, đất loại sét thành tạo càng sớm giá trị kd càng cao (trầm tích amQ1

2mb có kd=0,70 - 0,77). Sét pha cứng amQ1

1đp với kd= 1,16 được xếp vào đất quá nén chặt và có sức chịu tải tới 3,50 KG/cm2.

Bảng 3a. Giá trị trung bình thành phần hạt và các chỉ tiêu cơ lý nhóm dính

Nhóm Phụ nhóm Dạng hay tựa dạng

ĐCCT

Số

lượng mẫu xử lý

Thành phần các nhóm hạt (%) Độ ẩm tự nhiên,W,%

Dung trọng

ướt

γw,g/cm3

Dung trọng

khô

γc,g/cm3

Trọng lượng riêng

∆s,g/cm3

Hệ số rỗng tự nhiên

e0

Độ bão hòa

G,%

Giới hạn

chảy

WL, %

Giới hạn dẻo

WP,% <2

mm

2-0,1

mm

0,1-0,005

mm

<0,005

mm

Đất

dín

h

aQ22 Cát pha dẻo

Sét phanửa cứng

15

16

0,91

-

72,10

48,63

18,85

26,34

8,14

25,03

24,95

26,69

1,85

1,86

1,48

1,47

2,68

2,70

0,81

0,84

82,55

85,79

28,67

38,75

22,15

25,28

aQ13(2) đt

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

15

24

1,47

0,74

67,15

53,18

22,61

27,44

8,27

18,64

26,01

27,08

1,88

1,91

1,49

1,50

2,68

2,70

0,80

0,80

87,13

92,07

28,53

33,75

22,11

23,56

amQ23

Cát pha dẻo

Sét pha dẻo mềm

19

13

3,52

0,47

65,80

56,46

23,87

21,41

6,81

26,26

26,70

30,88

1,85

1,90

1,46

1,45

2,68

2,70

0,83

0,86

86,21

96,95

27,56

39,02

22,03

22,39

amQ22

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét dẻo cứng

21

40

15

2,14

1,58

0,26

62,68

47,86

41,85

27,25

25,39

24,62

7,43

25,17

33,27

24,53

26,82

29,89

1,89

1,89

1,91

1,52

1,49

1,47

2,68

2,70

2,72

0,76

0,81

0,85

86,50

89,40

95,65

27,82

39,56

42,74

21,37

24,84

25,37

amQ21

Cát pha dẻo

Sét pha dẻo

13

16

0,61

-

67,89

60,39

26,08

26,36

5,42

13,25

25,17

32,45

1,83

1,85

1,46

1,40

2,68

2,69

0,83

0,92

81,27

94,88

25,56

33,61

20,72

22,85

amQ13(2)

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét dẻo cứng

19

40

15

1,39

0,87

-

68,11

58,40

40,75

25,24

21,37

27,17

5,26

19,36

32,08

24,82

27,09

32,16

1,89

1,88

1,89

1,51

1,48

1,43

2,67

2,69

2,71

0,77

0,82

0,89

86,08

88,87

97,68

26,59

34,75

40,44

21,45

23,14

23,71

amQ13(1)

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét dẻo cứng

16

27

14

2,08

0,73

-

62,05

57,33

40,08

26,18

19,04

25,71

9,69

22,40

34,21

24,69

25,73

30,15

1,92

1,92

1,43

1,54

1,53

1,48

2,68

1,70

1,72

0,74

0,76

0,84

89,42

91,41

97,63

28,74

37,17

42,91

22,09

23,12

25,39

amQ21 mb

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét nửa cứng

17

26

18

3,47

2,86

1,05

65,45

51,14

41,11

22,23

23,16

21,87

8,85

22,84

35,17

23,27

25,64

28,75

1,94

1,95

1,93

1,57

1,55

1,50

2,68

1,70

1,72

0,71

0,74

0,81

87,84

84,50

95,36

28,12

37,12

43,78

22.16

23,29

25,50

amQ11đp

Cát pha cứng

Sét pha cứng

25

16

6,83

0,81

63,61

58,65

20,50

18,83

9,06

21,71

18,16

19,41

1,99

1,98

1,68

1,67

2,67

2,70

0,59

0,62

82,18

83,85

28,83

36,84

22,35

24,86

amQ23ch

Cát pha dẻo

Sét pha dẻo

15

18

1,87

0,58

65,48

58,39

24,05

22,18

8,60

18,85

28,43

33,71

1,86

1,98

1,45

1,41

2,67

2,70

0,84

0,91

90,37

98,85

29,13

35,09

32,35

24,64

mlQ22kl

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét dẻo cứng

19

34

26

1,84

0,53

-

59,87

48,24

39,59

29,03

28,95

23,22

9,26

22,28

37,19

21,14

27,85

31,49

1,89

1,89

1,91

1,50

1,48

1,45

2,68

2,70

2,72

0,78

0,82

0,87

89,14

91,70

98,45

29,61

37,89

45,38

22,74

24,90

26,16

mlQ13(2)tb Cát pha dẻo 20 3,42 64,28 22,71 9,09 27,43 1,90 1,49 2,68 0,80 91,89 28,45 22,31

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 49

Sét pha dẻo cứng

Sét dẻo mềm

38

17

3,16

1,75

52,63

41,57

29,69

25,92

20,52

30,76

28,16

32,29

1,89

1,87

1,47

1,42

2,70

2,72

0,84

0,91

90,51

96,53

34,86

40,28

23,72

23,06

mlQ13(1)ht

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét nửa cứng

23

30

24

1,65

1,03

-

65,74

52,69

41,17

25,03

21,72

20,82

7,58

24,56

38,01

25,36

26,05

31,58

1,92

1,91

1,93

1,53

1,51

1,47

2,68

2,70

2,72

0,75

0,79

0,86

90,61

89,03

99,88

27,41

38,96

47,09

22,59

23,15

27,45

edQ Sét pha cứng

Sét cứng

56

35

9.82

5.47

43,35

37,24

21,21

24,86

25,62

32,61

23,88

29,96

1,86

1,90

1,50

1,46

2,72

2,74

0,81

0,87

80,19

94,35

40,73

49,33

26,42

32,19

Bảng 3b. Giá trị trung bình thành phần hạt và các chỉ tiêu cơ lý nhóm đất dính

Nh

óm

Phụ nhóm Dạng hay tựa dạng

ĐCCT

Số lượng

mẫu xử lý

Chỉ số

dẻo

IP,%

Độsệt

B

Chỉ số tự

nén

chặt Kd

Hệ số nén lún

a1-2, cm2/kG

Hệ số cố kết thấm

đứng Cv,cm2/s

Hệ số

thấm đứng

Kv,cm/s

Áp lực tiền

cố kết v

c,

kG/cm2

Góc nội

ma sát

φ, độ

Lực dính kết

C, kG/cm2

Trị số SPT

Sức chịu

tải tiêu chuẩn,

Rtc, kG/cm2

Đất

dín

h

aQ22 Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

15

16

6,56

13,47

0,44

0,10

-

0,56

0,034

0,030

-

-

-

-

-

-

14048’

20042’

0,06

0,24

7

24

1,15

2,0

aQ13(2) đt

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

15

24

6,42

10,19

0,61

0,36

-

0,40

0,031

0,031

-

-

3,51.10-6

1,17.10-6

-

-

14045’

11030’

0,06

0,17

7

13

1,05

1,50

amQ23

Cát pha dẻo

Sét pha dẻo mềm

19

13

5,53

16,63

0,84

0,51

-

0,43

0,037

0,040

-

-

4,62.10-6

6,25.10-6

-

-

16005’

13006’

0,07

0,19

8

9

1,25

1,30

amQ22

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét dẻo cứng

21

40

15

6,45

14,92

17,37

0,49

0,15

0,26

-

0,64

0,66

0,027

0,028

0,039

-

-

3,62.10-6

1,87.10-7

1,76.10-8

-

-

17008’

19048’

16015’

0,07

0,20

0,26

9

21

13

1,10

2,0

2,0

amQ21

Cát pha dẻo

Sét pha dẻo

13

16

4,84

10,76

0,42

0,89

-

-

0,040

0,059

-

-

-

-

-

-

-

-

-

-

8

8

1,25

1,30

amQ13(2)

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét dẻo cứng

19

40

15

5,14

11,61

17,23

0,74

0,34

0,48

-

0,37

0,47

0,028

0,032

0,055

-

-

1,97.10-6

2,25.10-7

5,08. 10-7

-

-

18025’

17030’

14048’

0,05

0,18

0,22

9

15

11

1,10

1,75

1,50

amQ13(1)

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét dẻo cứng

16

27

14

6,65

14,05

17,52

0,39

0,18

0,27

-

0,64

0,69

0,026

0,027

0,045

-

-

-

-

-

-

-

-

-

17018’

20030’

15042’

0,10

0,18

0,29

12

25

19

1,50

2,00

2,00

amQ21 mb

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét nửa cứng

17

26

18

5,46

13,83

18,28

0,19

0,17

0,18

-

0,70

0,77

0,025

0,023

0,029

-

-

-

-

-

-

-

-

-

24030’

22015’

16030’

0,10

0,21

0,30

21

27

22

1,75

2,50

2,50

amQ11đp

Cát pha cứng

Sét pha cứng

25

16

6,48

11,98

-0,64

-0,45

-

1,16

-

0,015

-

-

-

-

-

-

-

25015’

-

0,32

>50

>50

3,00

3,50

amQ23ch

Cát pha dẻo

Sét pha dẻo

15

18

5,78

10,45

0,88

0,87

-

0,13

0,039

0,057

-

-

-

-

-

-

10048’

9015’

0,11

0,19

10

-

1,35

1,25

mlQ22kl

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét dẻo cứng

19

34

26

6,87

12,99

19,22

0,49

0,23

0,27

-

0,58

0,69

0,027

0,029

0,047

-

-

3,15.10-6

7,34.10-7

2,04.10-8

-

-

16030’

17015’

15048’

0,08

0,16

0,32

8

16

12

1,15

1,75

2,00

mlQ13(2)tb

Cát pha dẻo

Sét pha dẻo cứng

Sét dẻo mềm

20

38

17

6,14

11,14

17,22

0,83

0,39

0,54

-0,34

0,40

0,036

0,035

0,060

-

-

-

4,16.10-6

8,12.10-7

6,27.10-6

-

-

-

15018’

16006’

10030’

0,07

0,15

0,24

7

15

13

1,05

1,75

1,50

mlQ13(1)ht

Cát pha dẻo

Sét pha nửa cứng

Sét nửa cứng

23

30

24

4,82

15,81

19,64

0,57

0,18

0,21

-

0,71

0,79

0,027

0,028

0,044

-

-

-

-

-

-

-

-

-

20030’

18045’

16030’

0,06

0,18

0,27

16

23

22

1,25

2,00

2,25

edQ Sét pha cứng

Sét cứng

56

35

14,31

17,14

-0,18

-0,13

-

-

0,026

0,028

-

-

-

-

-

-

24018’

18030’

0,17

0,23

-

-

2,25

2,25

2.2.4. Tính chất cơ lý nhóm đất có thành phần, trạng thái và tính chất đặc biệt (gọi tắt đất đặc biệt)

Đây là nhóm đất yếu có ảnh hưởng bất lợi đến việc quy hoạch xây dựng cũng như thiết kế, thi công và khai thác công trình trong khu vực. Để có tài liệu bước đầu trong lựa chọn giải pháp xử lý nền móng xây dựng trên tầng đất yếu, ngoài thành phần hạt và các chỉ tiêu TCCL chủ yếu và cơ bản ra, đã có một số cơ quan khảo sát xây dựng và nghiên cứu tiến hành thí nghiệm chuyên đề đối với bùn sét pha, bùn sét, ít hơn có bùn cát pha. Số liệu hệ thống hóa và xử lý các dạng hoặc tựa dạng địa chất công trình nhóm đất đặc biệt được trình bày ở

Bảng 4a, 4b cho thấy nhóm đất đặc biệt là thành tạo trầm tích chưa tự nén chặt với giá trị kd < 0 (từ - 0,31 đến - 1,07), lún

mạnh (a1-2= 0,068 - 0,128cm2/kG), sức kháng cắt thấp (< 50, C<0,1KG/cm2) và sức chịu tải không đáng kể (Rn< 0,5KG/cm2). Do vậy, nói chung đất đặc biệt hay là đất yếu không thể sử dụng trực tiếp làm nền hay môi trường cho công trình, kể cả những loại công trình nhẹ, ít quan trọng. Thật vậy, nhiều công trình, nhất là cầu cống, đường giao thông đã và sẽ thiết kế, thi công ở nền địa chất này đều phải tiến hành xử lý nền, nhằm tăng sức chịu tải của chúng bằng các biện pháp khác nhau.

Bảng 4a. Giá trị trung bình thành phần hạt và các chỉ tiêu cơ lý nhóm đất yếu

Nhóm Phụ nhóm Dạng hay tựa

dạng ĐCCT

Số lượng

mẫu xử lý

Thành phần các nhóm hạt (%) Độ ẩm tự nhiên

W,%

Dung

trọng ướt

γw,g/cm3

Dung

trọng khô

γc,g/cm3

Trọng

lượng riêng

∆s, g/cm3

Hệ số

rỗng tự nhiên

e0

Độ bão hòa

G,%

Giới

hạn chảy

WL, %

Giới hạn dẻo

WP,% <2

mm 2-0,1 mm

0,1-0,005 mm

<0,005

mm

Đất

đặc

biệ

t

amQ23ch

Bùn cát pha

Bùn sét pha

33

19

1,04

0,23

64,07

57,91

25,11

20,33

9,78

21,53

41,14

45,25

1,78

1,73

1,26

1,19

2,68

2,70

1,13

1,27

97,57

96,20

30,16

36,25

23,43

24,87

ambQ22

Bùn sét pha

Bùn sét

27

29

0,29

-

47,51

41,48

25,44

25,43

26,76

33,09

47,38

50,82

1,73

1,69

1,17

1,12

2,69

2,71

1,30

1,42

98,04

96,99

39,94

43,76

25,36

26,13

50 Nguyễn Thị Ngọc Yến, Đỗ Quang Thiên

abmQ21

Bùn cát pha

Bùn sét pha

Bùn sét

35

47

30

1,04

0,63

0,18

66,19

57,82

40,57

25,43

25,99

28,21

7,34

20,56

31,04

42,67

49,12

56,35

1,75

1,68

1,61

1,23

1,12

1,03

2,67

2,69

2,70

1,17

1,40

1,62

97,37

94,38

93,91

29,89

37,86

41,62

24,11

24,53

25,45

mlQ13(2)tb

Bùn cát pha

Bùn sét pha

30

29

2,25

1,81

64,82

53,74

23,37

22,71

4,56

21,74

37,72

45,63

1,78

1,70

1,29

1,17

2,68

2,70

1,08

1,31

96,08

94,05

30,13

38,08

23,59

24,72

mlQ13(1)ht

Bùn sét pha

Bùn sét

38

35

0,29

-

51,86

40,49

21,73

24,66

26,12

34,85

46,28

52,61

1,69

1,67

1,16

1,09

2,70

2,71

1,33

1,49

93,95

95,68

39,04

46,21

24,95

27,09

mQ22 no Bùn cát pha 32 1,15 66,39 27,61 4,85 38,85 1,76 1,27 2,67 1,10 94,30 29,43 25,47

mQ13(2)đn Bùn cát pha 35 0,51 64,58 27,52 7,39 40,09 1,74 1,24 2,68 1,16 92,62 31,90 26,58

Bảng 4b. Giá trị trung bình thành phần hạt và các chỉ tiêu cơ lý nhóm đất yếu

Nhóm Phụ nhóm Dạng hay tựa dạng

ĐCCT

Số lượng mẫu xử lý

Chỉ số dẻo Ip

Độ sệtB Chỉ số tự nén

chặt Kd

Hệ số nén lún

a1-2, cm2/kG

Hệ số cố

kết thấm đứng

Cv,cm2/s

Hệ số thấm đứng Kv,

cm/s

Áp lực tiền

cố kết v

c,

kG/cm2

Góc nội ma sát

φ, độ

Lực dính

kết

C, kG/cm2

Trị số SPT

Sức chịu tait iêu

chuẩn, Rtc, kG/cm2

Đất

đặc

biệ

t

amQ23ch

Bùn cát pha

Bùn sét pha

33

19

6,73

11,38

2,63

1,79

-

-0,31

0,073

0,089

-

-

-

-

-

-

<50

nt

<0.10

nt

<4

nt

<0.5

nt

ambQ22

Bùn sét pha

Bùn sét

27

29

14,58

17,63

1,51

1,40

-0,57

-0,49

0,091

0,116

0,62.10-2

0.43.10-3

2,45.10-7

2,21.10-8

0,53

0,47 nt nt nt nt

abmQ21

Bùn cát pha

Bùn sét pha

Bùn sét

35

47

30

5,78

13,33

17,17

3,21

1,84

1,80

-

-1,07

-1,01

0,077

0,099

0,128

6,56.10-2

1,18.10-2

0,54.10-3

2,42.10-6

5,31.10-7

3,14.10-8

0,63

0,59

0,54

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

mlQ13(2)tb

Bùn cát pha

Bùn sét pha

30

29

6,54

14,08

2,31

1,48

-

-0,69

0,068

0,105

4,92.10-2

4,95.10-2

1,73.10-6

4,57.10-7

0,56

0,59

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

mlQ13(1)ht

Bùn sét pha

Bùn sét

38

35

14,09

19,12

1,51

1,33

-0,73

-0,46

0,090

0,121

-

-

-

-

-

-

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

nt

mQ22 no Bùn cát pha 32 3,96 3,38 - 0,075 - - - nt nt nt nt

mQ13(2)đn Bùn cát pha 35 5,32 2,54 - 0,076 - - - nt nt nt nt

3. Kết luận

Từ các kết quả nghiên cứu trên, chúng tôi rút ra một số kết luận sau:

- Trầm tích Đệ tứ có cùng thành phần vật chất, nguồn gốc và thời gian thành tạo sớm, lại phân bố ở độ sâu lớn thì có độ ẩm, hệ số rỗng, chỉ số nén lún càng giảm, ngược lại dung trọng, lực kháng cắt, giá trị xuyên tiêu chuẩn,… càng tăng.

- Đá cứng, đá nửa cứng là nguồn vật liệu xây dựng phong phú, đồng thời cũng là nền, môi trường đảm bảo ổn định cho bất kì loại công trình xây dựng thông thường nào.

- Đất rời có thành phần hạt càng thô, thời gian thành tạo càng sớm và phân bố ở độ sâu càng lớn thì tính năng xây dựng biến đổi theo hướng có lợi càng mạnh, và sức chịu tải càng cao.

- Đất dính đang trong quá trình tự nén chặt (kd=0,13 đến 0,79). Trong đó, đất loại sét thành tạo càng sớm giá trị kd càng cao (trầm tích amQ1

2mb có kd=0,70 - 0,77). Sét pha cứng amQ1

1đp với kd= 1,16 được xếp vào đất quá nén chặt và có sức chịu tải tới 3,50 KG/cm2. Do đó, có thể làm môi trường, nền ổn định cho các công trình, kể cả tầng tựa cho hệ thống móng cọc.

- Nhóm đất yếu tuy phân bố gần mặt đất và bị các nhóm đất dính, đất rời phủ lên, nhưng hầu như chưa được nén chặt (kd= -0,31 đến -1,07), lún mạnh (a1-2= 0,068 - 0,128 cm2/kG), độ bền thấp (φ< 50, C < 0,1 kG/cm2) và sức chịu tải không đáng kể (Rn< 0,5 kG/cm2). Đây là đất yếu thực

thụ, cần phải triển khai các biện pháp xử lý đất nền hợp lý để đảm bảo sự ổn định của công trình.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Nguyễn Trường Đỉu (1995), Báo cáo lập bản đồ địa chất thủy văn - địa chất công trình vùng Bình Sơn - Hải Vân, tỷ lệ 1:200.000, Liên đoàn Địa chất thủy Văn- Địa chất công trình miền Trung.

[2] Đỗ Văn Hải (2004), Báo cáo lập bản đồ ĐCCT- ĐCTV vùng Duy Xuyên- Tam Kỳ tỉ lệ 1: 50.000, Liên đoàn Địa chất thủy văn- Địa chất công trình miền Trung.

[3] Cát Nguyên Hùng (1996), Bản đồ địa chất khoáng sản tỷ lệ 1:50.000 nhóm tờ Hội An - Đà Nẵng, Lưu trữ Địa chất.

[4] Đỗ Quang Thiên (1999), Đánh giá và dự báo các điều kiện ĐCCT phục vụ qui hoạch và mở rộng đô thị Tam Kỳ - Quảng Nam đến 2020, Đề tài NCKH cấp cơ sở, Trường Đại học Khoa học Huế.

[5] Vũ Ngọc Trân (1999), Báo cáo tổng hợp tài liệu điều tra địa chất đôthị hành lang kinh tế trọng điểm miền Trung (từ Liên Chiểu đến Dung Quất) tỷ lệ 1:100.000, Lưu trữ Địa chất.

[6] Nguyễn Thị Ngọc Yến, Nguyễn Hoàng Giang, Đỗ Quang Thiên (2013), Tính chất xây dựng của các loại đất yếu khu vực đồng bằng ven biển tỉnh Quảng Nam, Hội thảo quốc gia về hạ tầng giao thông Việt nam với phát triển bền vững, NXBXD, tr. 149-161.

[7] Các báo cáo khảo sát ĐCCT vùng nghiên cứu

a. Các báo các khảo sát ĐCCT dự án đường cao tốc Đà Nẵng - Quảng Ngãi đoạn qua tỉnh Quảng Nam, năm 2012.

b. Báo cáo khảo sát ĐCCT đường tránh Vĩnh Điện, năm 2002.

c. Các báo cáo khảo sát ĐCCT các dự án xây dựng cầu: cầu Cửa Đại, cầu Câu Lâu, cầu Nổi, cầu Bà Rén, cầu Tam Kỳ, cầu Kỳ Phú.

d. Các báo cáo khảo sát ĐCCT các công trình DD - CN ở Hội An, Vĩnh Điên, Nam Phước, Hà Lam, Tam Kỳ, Chu Lai.

(BBT nhận bài: 17/03/2015, phản biện xong: 20/05/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 51

GIẢI PHÁP ỨNG DỤNG HỆ THỐNG GIÁM SÁT VÀ ĐIỀU KHIỂN TRONG QUY TRÌNH PHỤC HỒI ẮC QUY AXIT CHÌ

APPLICATION OF MORNITORING AND CONTROL SYSTEM TO LEAD-ACID BATTERY REFURBISHMENT PROCESS

Đoàn Anh Tuấn1, Nguyễn Dương Tuấn2 1Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng

2Công ty CP Đầu tư & Phát triển Năng lượng Mặt trời Bách khoa

Tóm tắt - Việc phục hồi và xử lý ắc quy đã qua sử dụng, đặc biệtlà ắc quy axit chì đang trở nên thông dụng vì nhu cầu ngày càngtăng; đồng thời, có ý nghĩa quan trọng về mặt kinh tế và môitrường. Do đó, việc đầu tư vào công nghệ để giảm chi phí cũngnhư thời gian cho các quá trình phục hồi và xử lý là cần thiết đểtăng năng suất và hiệu quả. Trong nội dung nghiên cứu này, giảipháp ứng dụng hệ thống giám sát và điều khiển nhằm tối ưu quátrình phục hồi cho trạm xử lý và phục hồi ắc quy chì đã qua sửdụng được thử nghiệm. Với việc ứng dụng hệ thống đề xuất, trạmphục hồi có thể giảm thiểu được chi phí hoạt động, tối ưu thời gianphục hồi cũng như tăng hiệu suất phục hồi cho ắc quy so vớiphương pháp thủ công truyền thống.

Abstract - Lead-acid battery has been popularly used in Vietnamdue to its advantages of low cost, diversity in capacity andapplication, especially in vehicles. Hence, it is necessary to focuson battery refurbishment technology to reduce cost, as well asenvironmental problems caused by solid waste from thosebatteries. In the current project, in order to improve the process ofbattery refurbishment, a monitoring-control system has beendeveloped for a pilot refurbishment station. It is expected that it canhelp to reduce operating cost, optimize the time to control andmonitor the process of refurbishment, as well as improve theperformance of battery.

Từ khóa - phục hồi ắc quy; điều khiển - giám sát; chất thải rắn; ắcquy cũ; ắc quy chì.

Key words - battery refurbishment, control - monitoring; solidwaste, used battery; lead-acid battery.

1. Đặt vấn đề

Ắc quy axít chì là loại ắc quy phổ biến và thông dụng. Với đặc thù giá rẻ, dễ sử dụng, công suất lớn và phong phú về chủng loại cũng như chất lượng, ắc quy axít chì được sử dụng trong mọi lĩnh vực kinh doanh, sản xuất: công nghiệp, dân dụng, nông, lâm, ngư nghiệp, vận tải… Tại Việt Nam, ngành sử dụng ắc quy nhiều nhất có thể kể đến là ngành giao thông vận tải với gần 28 triệu mô tô, xe gắn máy và 1,5 triệu ô tô các loại [1].

Trong ắc quy axít chì, thứ liệu - phế liệu chì là độc chất kim loại nặng tiềm tàng, là tác nhân gây hại sức khoẻ cho con người nhưng khó nhận thức trực quan, khó phát hiện. Bên cạnh đó, việc tồn trữ, vận chuyển và xử lý trái phép ắc quy axít chì đã qua sử dụng với số lượng từ hàng chục tấn đến hàng trăm tấn khá phổ biến và gây nên nguy cơ ô nhiễm môi trường nghiêm trọng. Thực tế, ắc quy thường có tuổi thọ không cao, nên sẽ nhanh chóng bị loại thải sau một thời gian sử dụng. Với nhu cầu sử dụng rất lớn thì lượng ắc quy phế thải hàng năm là một con số khổng lồ. Tuy vậy, tại Việt Nam hiện nay, việc thu hồi và xử lý ắc quy phế thải chưa hiệu quả. Hoạt động thu hồi và xử lý ắc quy hiện tại chủ yếu là thủ công nhỏ lẻ.

Ắc quy chì được sử dụng sau một thời gian dài có thể dẫn đến nhiều hư hỏng do các nguyên nhân chủ quan từ bất cẩn về vận hành của người sử dụng, như: làm nứt vỏ, lỏng ốc vít, sờn dây cáp nối tải … và những nguyên nhân khách quan như đóng cặn bùn, thực chất là chì sulfate (PbSO4) bám vào các thanh chì cũng như đọng lại dưới đáy của ắc quy làm giảm dung lượng thông qua việc làm tăng nội trở của ắc quy. Quá trình gây hư hại này nếu không được phát hiện sớm thông qua việc bảo trì, kiểm tra định kì có thể làm giảm tuổi thọ của ắc quy, hoặc dẫn đến việc phải thay mới ắc quy.

Hiện nay, trên thế giới, ngoài phương pháp truyền

thống thống như: phục hồi bằng nước cất, hai phương pháp đang được sử dụng và chứng tỏ được tính hiệu quả, cũng như bảo vệ môi trường là công nghệ dòng điện tuần hoàn và sử dụng chất phụ gia hữu cơ.

Công nghệ dòng điện tuần hoàn dựa trên cơ chế phản ứng điện hóa giữa các bản cực chì và dung môi trong ắc quy khi có dòng điện biến thiên tuần hoàn chạy qua, đã được chứng minh có khả năng làm giảm lượng chì sulfate bám trên các thanh [2]. Tuy nhiên, nhược điểm của công nghệ này là công nghệ có bản quyền phải nhập khẩu, đòi hỏi nhiều dòng sản phẩm khác nhau cho các loại ắc quy khác nhau.

Công nghệ sử dụng chất phụ gia hữu cơ: sử dụng thuần túy tác dụng hóa học có khả năng tác động mạnh đến quá trình lọc sulfate trong ắc quy axít chì, giúp tăng khả năng khôi phục ắc quy. Các chất phụ gia này hầu hết được chế xuất từ các chất hữu cơ. Hiện nay, một số đơn vị tại Việt Nam đã bắt đầu thực hiện việc phục hồi và bảo dưỡng định kỳ bằng phương pháp này vì chi phí hợp lý. Tuy nhiên, nếu chỉ dùng hóa chất phục hồi định kỳ, dung lượng ắc quy có tăng nhưng rất chậm và cần thời gian lâu mới thấy được hiệu quả. Để tăng được hiệu quả, ắc quy sau khi đưa phụ gia vào cần được nạp xả để phát huy tác dụng trước khi tái sử dụng. Tuy vậy, quá trình nạp (sạc) thủ công khá phức tạp, mất nhiều thời gian và nhất thiết cần sự giám sát để tránh hư hỏng ắc quy.

Từ những lý do trên, để có một quy trình phục hồi ắc quy chì loại khởi động hiệu quả, phù hợp với điều kiện hiện có tại Việt Nam, ngoài việc lựa chọn công nghệ phù hợp với chi phí vừa phải, quy trình vận hành cũng cần phải được tối ưu, đặc biệt là giám sát trong quá trình sạc phục hồi. Giải pháp tự động sẽ giảm thiểu thời gian đo đạc và ghi nhận bằng thủ công, nâng cao hiệu quả lao động, cũng như giảm thiểu chi phí vận hành.

52 Đoàn Anh Tuấn, Nguyễn Dương Tuấn

Bài báo này trình bày trạm phục hồi ắc quy chì loại khởi động với quy trình được tối ưu về chi phí và công nghệ được thử nghiệm. Điểm khác biệt trong quy trình này là hệ thống giám sát điều khiển, nhằm tự động hóa và tối ưu các quá trình trong khi phục hồi. Ngoài ra, hệ thống lưu trữ dữ liệu và xuất báo cáo sẽ góp phần đáng kể trong việc thống kê, tổng hợp, đánh giá hiệu quả của trạm phục hồi.

2. Xây dựng quy trình phục hồi ắc quy tổng thể trạm thử nghiệm

Quy trình phục hồi ắc quy tổng thể được xây dựng gồm 4 bước sau: Tiếp nhận ắc quy, Kiểm tra tình trạng ắc quy, Phục hồi ắc quy và Đánh giá kết quả phục hồi.

Bước 1. Tiếp nhận ắc quy đầu vào và kiểm tra sơ bộ

Quy trình tiếp nhận ắc quy được mô tả như Hình 1, trong đó:

Tùy theo yêu cầu để nhận dạng mà quy định về mã số sẽ được thực hiện.

Ví dụ: K-dung lượng-điện áp-số thứ tự, tương ứng: K-100-12-0001.

Sau đó, ắc quy được kiểm tra tình trạng bên ngoài như: vỏ, cọc chì… Nếu ắc quy bị hư hỏng phần bên ngoài như nứt vỏ, cọc chì không còn nguyên vẹn,… sẽ không tiến hành phục hồi; ngược lại, sẽ được đưa đi vệ sinh cọc chì để đảm bảo tiếp xúc và truyền điện tốt trong quá trình phục hồi.

Dung dịch trong tất cả các ngăn của ắc quy được kiểm tra và thêm bớt dung dịch khi cần, đảm bảo vừa đủ che lấp các tấm bản cực.

Tiến hành sạc: ắc quy được sạc đầy với giải thuật sạc phù hợp cho từng ắc quy. Một trong những giải thuật cơ bản là giải thuật sạc 3 giai đoạn: sạc với dòng điện lớn (bulk charging mode), giai đoạn hấp thụ (absortion charging mode) và giai đoạn sạc thả nổi (float charging mode), với dòng sạc giới hạn là 10% dung lượng ắc quy. Hệ thống sẽ tự điều chỉnh dòng sạc và chế độ sạc phù hợp nhằm kéo dài tuổi thọ của ắc quy.

Bước 2. Kiểm tra chất lượng ắc quy

Quy trình kiểm tra ắc quy cũ được mô tả theo sơ đồ trên Hình 2.

Trong đó:

Kiểm tra điện áp không tải bằng các thiết bị chuyên dụng. Nếu điện áp này không đạt giá trị điện áp tối thiểu; chẳng hạn, giá trị này là 10,8V cho ắc quy loại 12V, ắc quy sẽ không được phục hồi.

Kiểm tra tỷ trọng dung dịch trong từng ngăn bằng các thiết bị chuyên dụng. Thông thường, tỷ trọng dung dịch phải lớn hơn 1,15 g/cm3. Tỷ trong dung dịch ở mức tối ưu là từ 1,25-1,28 g/cm3. Nếu độ chênh lệch tỷ trọng dung dịch giữa các ngăn lớn hơn 0,08 g/cm3, ắc quy sẽ không được tiến hành phục hồi [3].

Kiểm tra năng lượng khởi động: năng lượng khởi động của ắc quy thường được tham khảo bằng thông số dòng khởi động nguội (CCA). CCA được diễn giải là cường độ dòng mà ắc quy cung cấp trong vòng 30 giây ở 0oF (-17,7oC) cho đến khi hiệu điện thế xuống dưới mức có thể sử dụng. Nếu hiệu điện thế này thấp dưới mức cho

phép, ắc quy sẽ không được tiến hành phục hồi.

Hình 1. Sơ đồ quá trình tiếp nhận ắc quy

Hình 2. Sơ đồ quy trình kiểm tra chất lượng ắc quy

Kiểm tra độ điện dẫn của ắc quy: Nếu ắc quy có thông số này thì sẽ tiến hành so sánh với giá trị cung cấp từ nhà sản

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 53

xuất; ngược lại, nếu ắc quy không có thông số này đi kèm, giá trị đo này sẽ được so sánh với giá trị sau khi phục hồi.

Kiểm tra điện áp suy giảm:điện áp suy giảm là điện áp còn lại của ắc quy sau khi chịu 1 dòng tải lớn vài chục đến vài trăm Ampere giờ (Ah) được giữ nguyên dòng phóng trong 15 giây. Điện áp sụt của ắc quy phải còn trên một giá trị nhất định; chẳng hạn, 8,8V cho loại ắc quy 12V. Nếu ắc quy không thể duy trì mức điện áp nhỏ nhất như yêu cầu, chứng tỏ ắc quy đã bị hỏng và sẽ không tiến hành phục hồi.

Bước 3. Tiến hành phục hồi ắc quy

Tiến hành sạc đầy ắc quy.

Để tăng hiệu quả phục hồi, hóa chất chuyên dụng để đánh tan sulfate được sử dụng. Cho hóa chất vào từng ngăn của ắc quy theo lượng và thời gian quy định. Để tăng hiệu quả phục hồi, khi đưa hóa chất vào, nhiệt độ ắc quy không nên quá 40oC [4, 5].

Tiến hành các chu kỳ xả và sạc ắc quy, ghi nhận các giá trị thông số kèm theo sau mỗi chu kỳ để tiến hành đánh giá ắc quy.

Bước 4. Đánh giá kết quả phục hồi

Việc đánh giá kết quả phục hồi có thể thực hiện tự động bằng cách so sánh giá trị điện áp thấp nhất khi chịu tải giữa trước phục hồi và sau mỗi chu kỳ để đánh giá mức độ cải thiện của ắc quy.

Quá trình phục hồi ắc quy sẽ kết thúc, nếu ắc quy thỏa một trong hai điều kiện sau:

Tỉ lệ phục hồi đã đạt được giá trị mong muốn ban đầu.

Tỉ lệ phục hồi không tăng đáng kể sau mỗi chu kỳ sạc-xả; khi đó, ắc quy đã đạt đến giới hạn phục hồi.

Ngoài ra, để kiểm chứng việc phục hồi, giá trị điện dẫn của ắc quy có thể được kiểm tra và so sánh với giá trị trước khi phục hồi.

3. Hệ thống giám sát, điều khiển và thu thập dữ liệu trạm phục hồi

Trong quy trình trên, người vận hành trạm cần phải tuân thủ tất cả các bước tiến hành, đảm bảo việc phục hồi hiệu quả và an toàn. Hệ thống điều khiển, giám sát và thu thập dữ liệu trạm phục hồi được phát triển để hỗ trợ người vận hành kiểm soát được tất cả các bước trong quy trình.

3.1. Mô tả hệ thống

Trong trạm phục hồi thử nghiệm này, 11 thiết bị thu thập dữ liệu được sử dụng và được kết nối đến 11 bộ sạc ắc quy chuyên dụng, Hình 3.

Sơ đồ kết nối mạng hệ thống được mô tả như trên Hình 4. Các thiết bị này sẽ truyền thông tin về máy chủ (server) thông qua giao thức chuẩn TCP/IP.

Các thiết bị sẽ được tự động nhận dạng tại server. Hệ thống sử dụng 2 server khác nhau là web server (máy chủ chứa hệ thống web) và database server (máy chủ chứa cơ sở dữ liệu) dùng để lưu trữ toàn bộ dữ liệu trong quá trình hoạt động. Người vận hành chỉ cần dùng trình duyệt truy cập vào hệ thống.

Ngoài ra, hệ thống được đảm bảo an ninh tốt nhờ vào việc sử dụng tường lửa (firewall) để ngăn chặn các đợt tấn

công. Thêm nữa, web server được trang bị công nghệ SSL (Secure Sockets Layer) giúp mã hóa đường truyền và xác thực server. SSL đảm bảo rằng tất cả các dữ liệu được truyền giữa các máy chủ web và các trình duyệt được mang tính riêng tư, tách rời.

Hình 3. Trạm sạc thử nghiệm

Firewall

User

Symbol Count Description

1

2

1

11

1

1

Firewall

Ethernet

User

Slate Device

Web server.25

Database server.27

Number of devices

Slave 1 Slave 2 Slave 3 Slave 4 Slave 5

Slave 11 Slave 10 Slave 9 Slave 8 Slave 7 Slave 6

Internet

Web Server

Database Server

Hình 4. Sơ đồ kết nối mạng hệ thống

3.2. Thiết bị đo thông số và truyền dữ liệu

Trong trạm phục hồi thử nghiệm này, các thiết bị đo đếm điện áp sạc ắc quy, dòng điện sạc ắc quy và nhiệt độ ắc quy được phát triển; đồng thời, tích hợp chức năng gửi các thông số này về máy tính chủ trung tâm, như Hình 5.

Thông số thiết bị:

Điện áp hoạt động: 4,5V – 5,5V

Điện áp sạc ắc quy tối đa: 28V (DC)

Dòng điện sạc ắc quy tối đa: 20A

Kết nối: Ethernet

Báo hiệu hoạt động: qua các đèn LED và Loa.

Hình 5. Thiết bị đo đếm thông số và truyền dữ liệu

3.3. Giao diện và các thông số quản lý

Giao diện chính hiển thị tất cả thông tin của hệ thống

54 Đoàn Anh Tuấn, Nguyễn Dương Tuấn

như trạng thái, giai đoạn sạc, các thông số từng thiết bị, như: trạng thái toàn hệ thống và các giai đoạn sạc được hiển thị trực quan qua các đèn LED, như giao diện Hình 6.

Các thông tin hiển thị được chia ra theo thiết bị thực tế, hệ thống bao gồm các module sạc và bộ bảo vệ độc lập,như Hình 7.

Trong quy trình phục hồi ắc quy có sử dụng hóa chất, nhiệt độ ắc quy cần được kiểm soát tốt. Tương tự dòng điện nạp cũng được giám sát liên tục. Hệ thống sẽ tự động ngưng sạc nếu có một trong các tham số không đúng.

Mỗi ắc quy sẽ có một profile riêng với đầy đủ các tham số cũng như các thông tin thu thập được trong quá trình phục hồi. Toàn bộ thông tin này được lưu trữ tại Database server dùng cho công tác đánh giá và phân tích hệ thống. Các thông tin này được cập nhật tự động mỗi khi ắc quy được phục hồi và xử lý. Người vận hành chỉ cần nhập mã số của ắc quy là có thể tìm kiếm và xem toàn bộ thông tin về ắc quy. Hình 8 thể hiện các thông tin về hồ sơ ắc quy.

Hình 6. Giao diện chính của phần mềm

Hình 7. Giao diện cài đặt

Hình 8. Các thông tin về profile ắc quy

Hình 9. Đồ thị giao diện các thông số ắc quy

Hình 10. Giao diện web

Trạng thái của hệ thống được cập nhật tức thời khi có sự cố xảy ra và cảnh báo cho người vận hành biết thông qua âm báo, hiển thị thông báo lỗi và email. Qua giao diện giám sát, người vận hành có thể biết được giai đoạn sạc, ắc quy đã sạc đầy hay chưa và nhiều tham số quan trọng khác, như trên Hình 9.

Người vận hành có thể truy cập vào trang web của hệ thống, Hình 10; từ đó, có thể giám sát từ xa. Giao diện được thiết kế hiện đại và trực quan, nên sẽ giúp người vận hành luôn có cái nhìn tổng quan về hệ thống, rất thuận tiện cho công tác quản lý.

Hệ thống thu thập dữ liệu có cơ cấu chống nhiễu sử dụng mạch lọc RC và đo nhiều lần trong thời gian ngắn sẽ cho kết quả chính xác hơn so với đo bằng tay và phải đo nhiều lần. Hệ thống tự động đo và lưu lại dữ liệu kèm với thời gian, nên rất đơn giản để vận hành.

4. Bàn luận

Với hệ thống giám sát, điều khiển trên, việc vận hành hệ thống sẽ đơn giản và thuận tiện hơn. Người vận hành có thể điều khiển trên giao diện trực quan và cài đặt các thông số của hệ thống.

Xây dựng cơ sở dữ liệu

Dựa trên hệ cơ sở dữ liệu thu thập được, chất lượng của hệ thống và quy trình công nghệ luôn được đánh giá chính xác và có định hướng cải tiến rõ ràng, giúp rút ngắn thời gian và chi phí.

Khả năng nâng cấp công suất phục hồi của trạm

Mỗi trạm sạc có một giới hạn về số lượng ắc quy phục hồi trong một đơn vị thời gian. Để nâng cấp hoặc mở rộng quy mô trạm phục hồi, ngoài việc gia tăng số lượng thiết bị, không gian, số nhân sự vận hành tại trạm cũng sẽ tăng lên để đảm bảo việc giám sát các tham số, xử lý lỗi... trạng thái toàn hệ thống. Do đó, việc dùng hệ thống điều khiển, giám sát và thu thập dữ liệu sẽ giúp việc nâng cấp quy mô trạm phục hồi dễ dàng, giảm thiểu nhân công sử dụng.

Ngoài ra, hệ thống cũng sẽ hỗ trợ thực hiện các báo cáo, phân tích nhanh và chính xác khi cần; đồng thời, hỗ trợ nhanh chóng việc quản lý hồ sơ của ắc quy khi cần cập nhật hay tìm kiếm.

Hạn chế rủi ro trong vận hành trạm phục hồi

Người vận hành sẽ tiết kiệm được thời gian cũng như sai số so với phương pháp đo đạc thủ công.

Hệ thống cũng giúp hạn chế được nhiều rủi ro trong quá trình làm việc nhờ hệ thống cảnh báo lỗi, cánh báo bất thường.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 55

5. Kết luận

So với những giải pháp đo đạc thủ công, hệ thống giám sát thu thập số liệu đo đạc bằng điện tử có nhiều ưu điểm, thuận tiện hơn cho cả quy trình phục hồi ắc quy.

Giải pháp mới giúp thể hiện các thông số cần thiết trong quá trình hoạt động theo thời gian thực; đảm bảo tự động nhận biết loại và trạng thái ắc quy để đưa ra giải thuật phục hồi phù hợp. Ngoài ra, hệ thống còn cho phép cài đặt các thông số hoạt động, khả năng điều khiển linh hoạt, khả năng cảnh báo qua giao diện, qua e-mail… cũng như thể hiện các trạng thái, dữ liệu trực quan qua các hình vẽ, biểu đồ... cùng với đó là khả năng phân tích dữ liệu và xuất dữ liệu báo cáo. Cuối cùng, không kém phần quan trọng chính là khả năng kết nối với máy tính, giám sát và điều khiển từ xa hệ thống qua mạng internet, GPRS, GSM.

Với công cụ điều khiển và giám sát thử nghiệm này, hệ thống trạm sạc cho phép chủ động nâng cấp và ứng dụng

các công nghệ tiên tiến nhất cho việc phục hồi ắc quy tại Việt Nam. Việc ứng dụng hệ thống quản lý giám sát quá trình phục hồi ắc quy đã góp phần lớn trong việc cải thiện hiệu suất công việc và giảm thời gian lao động.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Minh Hạnh. Báo Lao Động. Số 68.26/03/2015. http://laodong.com.vn/giao-thong-an-toan/tren-40-trieu-moto-xe-may-khong-duoc-kiem-soat-308874.bld

[2] PulseTech, “Pulse Technology” [Online] http://www.pulsetech.net/ Content/Our-Technology/Pulse-Technology.aspx

[3] Chiasson, John, and Baskar Vairamohan, "Estimating the state of charge of a battery", IEEE Transactions on Control Systems Technology 13.3 (2005): 465-470.

[4] Tajiri, Akihiro, et al., "Battery temperature control system in electric automobile", U.S. Patent No. 5,490,572. 13 Feb. 1996.

[5] Zemke, Roger A., and David B. Bell., "Power management circuit and methodology for battery-powered systems", U.S. Patent No. 7,548,041. 16 Jun. 2009.

(BBT nhận bài: 20/05/2015, phản biện xong: 15/06/2015)

56 Nguyễn Hữu Tuân, Trần Đình Hoàng

PHÂN TÍCH HIỆU QUẢ NÂNG CẤP TẢI TRỌNG KHAI THÁC CỦA CẦU BÊ TÔNG CỐT THÉP BẰNG VẬT LIỆU COMPOSITE

ANALYSIS OF EFFICIENCY IN UPGRADING SERVICE LOADS OF REINFORCED CONCRETE BRIDGES BY COMPOSITE MATERIALS

Nguyễn Hữu Tuân, Trần Đình Hoàng

Trường Cao đẳng Giao thông Vận tải II; nguyenhuutuancdgt2@gmail.com; hoangtd@caodanggtvt2.edu.vn

Tóm tắt - Bài báo giới thiệu kết quả nghiên cứu nâng cấp tải trọngcủa các công trình cầu bê tông cốt thép (BTCT) bằng cách sử dụngtấm vật liệu composite để tăng cường sức kháng uốn của dầm vàđi sâu phân tích các yếu tố ảnh hưởng tới hiệu quả gia cường.Trên cơ sở nghiên cứu phương pháp tính toán, các kết quả thựcnghiệm và tình hình sử dụng các tấm vật liệu composite để nângcấp các công trình xây dựng, nhóm tác giả đã phân tích trên cáckết cấu dầm cụ thể và cho thấy khả năng chịu lực của kết cấu tănglên đáng kể so với trước khi kết cấu được tăng cường, mặt khácchi phí của phương pháp cũng không quá lớn, điều này cho thấyhiệu quả kinh tế kỹ thuật của phương pháp gia cường này. Nghiêncứu cũng đã phân tích được các yếu tố ảnh hưởng tới hiệu quảcủa việc gia cường cầu bằng vật liệu composite.

Abstract - This paper presents the results of research to upgradethe service loads of reinforced concrete bridges by using compositefiber materials to enhance bending resistance and analyses thevariables affecting the effectiveness of reinforcement. Based oncalculation method and using experimental results to calculatereinforced concrete by composite materials, the authors haveanalyzed the actual structures and the results have shown that theresistance of the structure is increased more significantly thanbefore it was strengthened. Moreover, the cost of the method is nothigh;it shows the technical and economic efficiency of this method.The study also analyzes the variables affecting the efficiency inupgrading the bridge.

Từ khóa - tăng cường cầu; cầu bê tông cốt thép; vật liệu mới; FRP;gia cường sức kháng uốn; Tyfo.

Key words - strengthening the bridge; reinforced concrete bridge;new materials; FRP; strengthening the flexural resistance; Tyfo®.

1. Đặt vấn đề

Trong khoảng thời gian từ năm 2000 cho đến nay ngành cầu đường của Việt Nam đã đạt được những thành tựu to lớn, nhiều công trình cầu nhịp lớn, công nghệ hiện đại được thiết kế và xây dựng khắp cả nước. Song có một thực tế dễ thấy là số lượng cầu cũ, cầu yếu vẫn còn khá nhiều và chưa được thay thế, nâng cấp, điều đó đặt ra những đòi hỏi cấp bách, cần phải có những giải pháp trước mắt và lâu dài để giải quyết vấn đề này.

Một giải pháp gia cường cho kết cấu BTCT gần đây được ứng dụng để nâng cấp tải trọng cho công trình cầu tỏ ra khá hiệu quả, cho phép cầu tiếp tục kéo dài thời gian khai thác cầu mà giá thành thi công thấp đó là dán vật liệu dạng tấm chất dẻo sợi Fiber reinforced polymer (FRP). Sử dụng công nghệ dán tấm chất dẻo sợi để sửa chữa và nâng cấp khả năng chịu lực của kết cấu đã được nghiên cứu và ứng dụng ở nhiều nước trên thế giới như Mỹ, Châu Âu, Nhật Bản. Phương pháp này tận dụng được những ưu điểm của vật liệu FRP như cường độ chịu kéo cao, mô đun đàn hồi lớn, nhẹ và có tính chống ăn mòn tốt [5], [9].

Vật liệu FRP dùng trong xây dựng có các dạng như: dạng tấm, dạng thanh, dạng cáp, dạng vải… Trong sửa chữa và gia cố công trình cầu thường dùng các loại FRP dạng tấm và dạng vải với 3 dạng CFRP, GFRP, AFRP.

Trong lĩnh vực xây dựng nói chung và xây dựng cầu đường nói riêng, chúng ta có thể sử dụng vật liệu FRP để tăng cường cho kết cấu trong những trường hợp sau:

- Tăng cường khả năng chịu uốn và chịu cắt của dầm BTCT để sửa chữa và tăng cường khả năng chịu tải.

- Tăng cường khả năng chịu uốn của sàn BTCT tại vùng có mô men dương và mô men âm.

- Tăng cường khả năng chịu uốn và chịu nén ở cột BTCT để tăng cường khả năng chịu tải [6].

Dưới đây là một số kết quả nghiên cứu lý thuyết để tính toán tăng cường sức kháng uốn cho dầm BTCT, áp dụng để tính toán tăng cường cho các dầm cầu BTCT, từ đó đánh giá hiệu quả của biện pháp gia cường. Trong nghiên cứu này nhóm tác giả đã đi sâu phân tích các yếu tố ảnh hưởng đến hiệu quả gia cường dầm trong sự làm việc đồng thời của vật liệu FRP với các vật liệu của kết cấu (bê tông, thép DƯL, thép thường) để tránh các phá hoại bất hợp lý.

Hình 1. Tăng cường dầm cầu bằng tấm FRP

2. Mô hình tính toán tăng cường sức kháng uốn của dầm bằng tấm FRP

2.1. Mô hình phá hoại và giới hạn ứng suất - biến dạng

Các nghiên cứu gần đây cho thấy sức kháng uốn của dầm phụ thuộc vào mô hình phá hoại, khi tăng cường sức kháng uốn bằng tấm FRP có thể có các dạng phá hoại sau:

- Sự phá hoại của bê tông trong vùng nén trước khi cốt thép chịu kéo bị chảy.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 57

- Sự chảy dẻo của thép chịu kéo ngay sau khi xảy ra sự phá hoại của tấm vật liệu FRP.

- Sự chảy dẻo của thép trong vùng chịu kéo sau khi có sự phá hoại của bê tông vùng chịu nén.

Theo các nghiên cứu mới nhất bắt buộc phải xét đến 2 dạng phá hoại khác nữa đó là:

- Sự bóc tách do lực cắt hoặc kéo tác động lên lớp bê tông bảo vệ.

- Sự bóc tách của lớp vật liệu gia cường khỏi bề mặt bê tông.

Sự bóc tách của lớp bê tông bảo vệ hoặc của lớp vật liệu gia cường xảy ra nếu lực trong lớp vật liệu gia cường vượt quá khả năng chịu đựng của vật liệu liên kết bề mặt. Do đó hiện nay với mặt cắt được gia cường ở mặt ngoài bằng vật liệu FRP, sự phá hủy do sự bóc tách có thể là chủ yếu. Để tránh những dạng phá hủy do bóc tách bởi các vết nứt xiên, biến dạng trong vật liệu FRP cần nhỏ hơn giới hạn biến dạng mà sự bóc tách có thể xảy ra. Theo [1], [4], [6] thì giá trị này được xác định theo công thức (1).

'0, 41 0,9c

fd fu

f f f

f

n E t (1)

Trong đó: f'c - Cường độ chịu nén bê tông; fu - Biến dạng cực hạn của tấm vật liệu FRP lấy bằng 0.01 ÷ 0.025;

fd - Biến dạng cho phép trong tấm vật liệu FRP; nf, Ef, tf - Số lớp FRP, mô đun đàn hồi và chiều dày của tấm FRP.

2.2. Ảnh hưởng của điều kiện môi trường

Trong tính toán nâng cấp kết cấu BTCT bằng vật liệu FRP cần xét tới điều kiện môi trường làm việc của kết cấu, tùy theo từng điều kiện cụ thể ứng suất và biến dạng của vật liệu FRP có thể lấy như công thức (2).

ffu = CE×f*fu và fu = CE×*

fu (2)

Với f*fu và *

fu cường độ chịu kéo và biến dạng cực hạn của vật liệu FRP do nhà sản xuất cung cấp; CE - hệ số chiết giảm do điều kiện môi trường, tùy thuộc vào loại vật liệu và điều kiện môi trường [1], [4].

2.3. Điều chỉnh ứng suất trong bê tông vùng chịu nén

Ứng suất trong bê tông vùng chịu nén được xác định

trên một phạm vi hình chữ nhật có độ lớn là 1f’c trên một

chiều cao là a = 1c, với c là chiều cao của trục trung hòa

(TTH). Hệ số ứng suất 1 lấy trung bình là 0.85. Biến dạng

cực hạn của bê tông là cu=0,003 [2], [3], [4], [8].

Tuy nhiên thực tế sẽ có trường hợp bê tông chưa đạt tới trạng thái cực hạn mà cốt thép chịu kéo đã chảy dẻo (mô hình phá hoại thứ 2), lúc này biến dạng của bê tông vùng nén chưa

đạt đến giá trị cho phép lớn nhất (cu) nên các hệ số 1 và 1 nên được hiệu chỉnh theo các công thức (3) và (4).

cc

cc

2'6

'41

và

21

2

1'3

'3

c

ccc

(3)

Với:

c

cc

E

f '7.1' (4)

Ec - Mô đun đàn hồi của bê tông dầm, f’c - Cường độ

chịu nén của bê tông dầm, c - Biến dạng của bê tông ở vùng chịu nén [1], [4].

2.4. Phương pháp tính toán sức kháng uốn của dầm được gia cường bằng tấm FRP

Xét dầm BTCT DƯL tiết diện chữ T được tăng cường tấm FRP ở đáy dầm như Hình 2.

Giả sử trục trung hòa đi qua sườn dầm (c ≥ hf).

Hình 2. Sơ đồ ứng suất - biến dạng của dầm

Vị trí của trục trung hòa sẽ được tính theo công thức sau:

f

c

ffcffepspsssh

bf

hbbfAfAfAfc

11

11

'

)('

(5)

Nếu c < hf thì chứng tỏ TTH đi qua cánh dầm, ta cần tính lại c theo dạng mặt cắt HCN với bề rộng bằng bề rộng cánh dầm (thay b bằng bf), khi đó (5) trở thành:

fc

ffepspsss

bf

AfAfAfc

11 '

(6)

Sức kháng uốn danh định của dầm khi TTH đi qua sườn

dầm (c hf) là:

1 1

( ) ( )2 2

' ( ) ( ) ( )2 2 2

n s s ps ps p

f

c f f f fe f

a aM f A d f A d

ha af b b h f A h

(7)

Sức kháng uốn danh định của dầm khi TTH đi qua cánh dầm (c < hf) là:

)2

()2

()2

(a

hAfa

dAfa

dAfM ffefppspsssn (8)

Trong đó: Af - Diện tích của FRP trên tiết diện dầm; fs, ffe - Ứng suất trong cốt thép chịu kéo và trong vật liệu FRP; h - chiều cao dầm; hf - chiều dày bản cánh dầm; b - chiều rộng sườn dầm dầm; bf - chiều rộng cánh dầm; dp - khoảng cách từ trọng tâm cốt thép DƯL đến đỉnh dầm; d - khoảng cách từ trọng tâm cốt thép thường đến đỉnh dầm; As - diện tích cốt thép thường chịu kéo; Aps - diện tích cốt thép DƯL;

f - hệ số chiết giảm sức kháng đối với hệ thống vật liệu FRP lấy bằng 0,85.

Sức kháng uốn tính toán:

nr MM (9)

Sau khi dầm được tăng cường, biến dạng trong cốt thép DƯL sẽ được tính như sau:

2

( )2(1 )e

ps pe p net

c cg

P e

E A r (10)

Ứng suất trong cốt thép DƯL sau khi dầm được tăng cường đối với thép Cấp 270 thì tính theo công thức sau:

58 Nguyễn Hữu Tuân, Trần Đình Hoàng

196500 0,0086

0, 2761860 0,0086

0, 007

ps ps

psps

ps

khi

fkhi

(11)

Trong đó: pe - Biến dạng có hiệu ban đầu trong cốt thép DƯL; fpe, Ep - Ứng suất có hiệu và mô đun đàn hồi của cốt thép DƯL; Pe - Lực kéo ban đầu trong cốt thép DƯL; e - Độ lệch tâm của lực kéo ban đầu trong cốt thép DƯL; Acg - diện tích mặt cắt nguyên của dầm; Ig - Mô men quán tính nguyên

của mặt cắt dầm; p(net) là biến dạng thực trong cốt thép DƯL, đại lượng này phụ thuộc vào mô hình phá hoại của cấu kiện.

Bằng cách phân tích biểu đồ ứng suất, biến dạng sẽ xác định được ứng suất biến dạng trong vật liệu FRP, trong cốt thép và trong bê tông chịu nén [4].

2.5. Kết quả gia cường bằng vật liệu FRP cho dầm cầu Hòa Xuân

2.5.1. Số liệu phân tích

Cầu Hoà Xuân có sơ đồ 7x42m, mặt cắt ngang gồm 5 dầm chủ dạng chữ I, đặt cách nhau 2,50m. Chiều cao dầm chủ 1.90m, cường độ bê tông dầm 40Mpa, bản mặt cầu dày trung bình 0.2m. Trọng lượng tính đổi của bản mặt cầu, các lớp phủ mặt cầu, hệ dầm mặt cầu trên 1m dài dầm cứng theo phương dọc cầu là q = 50,25kN/m. Diện tích mặt cắt liên hợp Acg = 1436500mm2, mômen quán tính Ig = 6,73×1011mm4, dầm sẽ được gia cường bằng 2 lớp CFRP với chiều dày

tf=2×1,4mm, Ef=210000Mpa, ffu=2400Mpa, fu=0,018.

2.5.2. Kết quả phân tích trên cầu Hòa Xuân

Phân tích nội lực của dầm biên và dầm trong, kết quả cho thấy dầm biên làm việc bất lợi hơn, do đó trong tính toán này chỉ cần xét tới sự làm việc của dầm biên.

Sau khi được gia cường bằng dán các lớp FRP dạng sợi các bon ở đáy dầm thì quá trình xác định sức kháng uốn của dầm được thể hiện ở Bảng 1.

Bảng 1. Sức kháng uốn của dầm biên sau khi tăng cường

TT Đại lượng tính toán Ký

hiệu Giá trị

Đơn vị

I SỐ LIỆU

1 Cường độ bê tông dầm f'c 40 Mpa

2 Diện tích cốt thép DƯL Aps 6300 mm2

3 Giới hạn bền thép DƯL fpu 1860 Mpa

4 Mô đun đàn hồi thép DƯL Eps 197000 Mpa

5 Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép DƯL tới thớ nén

dp 1924 mm

6 Diện tích cốt thép thường As 2840 mm2

7 Mô đun đàn hồi thép thường Es 200000 Mpa

8 Khoảng cách từ trọng tâm cốt thép thường tới thớ nén

d 1995 mm

9 Giới hạn chảy của cốt thép thường

fy 400 Mpa

10 Số lớp vật liệu FRP gia cường nf 2 lớp

11 Chiều dày một lớp FRP tf 1 mm

12 Bề rộng gia cường ở đáy dầm b 600 mm

13 Chiều cao dán gia cường ở 2 bên bầu dầm

hb 250 mm

14 Diện tích FRP gia cường Af 2996,67 mm2

15 Cường độ chịu kéo danh định của FRP

f*fu 2400 Mpa

TT Đại lượng tính toán Ký

hiệu Giá trị

Đơn vị

16 Mô đun đàn hồi của FRP Ef 210000 Mpa

17 Biến dạng cực hạn danh định của FRP

e*fu 0,018

II TÍNH TOÁN

18 Biến dạng cực hạn của FRP theo điều kiện môi trường

fu 0,0171

19 Ứng suất cực hạn của FRP theo điều kiện môi trường

ffu 2280 Mpa

20 Hệ số khối ứng suất hình chữ nhật ban đầu

1 0,76

21 Biến dạng ban đầu của bê tông đáy dầm

bi 0,00012

22 Vật liệu quyết định quá trình phá hoại dầm

FRP

23 Vị trí trục trung hòa c 657,70 mm

24 Biến dạng trong vật liệu FRP fe 0,0034

25 Biến dạng cốt thép DƯL ps 0,0099

26 Biến dạng trong bê tông chịu nén

c 0,00160

27 Ứng suất trong cốt thép DƯL fps 1765,88 Mpa

28 Hệ số khối ứng suất hình chữ nhật hiệu chỉnh

1 0,73

29 Hệ số ứng suất hiệu chỉnh 1 0,81

30 Sức kháng uốn tính toán của dầm trước tăng cường

Mn 20297,00 kN.m

31 Sức kháng uốn tính toán của dầm sau tăng cường

Mr 25571,31 kN.m

32 Hiệu quả tăng cường %M 26,0 %

Kết quả trên Bảng 1 cho thấy sức kháng uốn của dầm cầu Hòa Xuân sau khi được nâng cấp đã tăng lên đáng kể (26%) so với trước khi dầm được tăng cường.

2.6. Các yếu tố ảnh hưởng tới hiệu quả gia cường dầm

Trong phần này sẽ trình bày các kết quả phân tích một số yếu tố ảnh hưởng tới hiệu quả gia cường dầm cầu như: chiều dài nhịp, chiều cao dầm, chất lượng bê tông...

2.6.1. Chiều dài nhịp gia cường và chiều cao dầm

Để phân tích ảnh hưởng của chiều dài nhịp gia cường và chiều cao mặt cắt ta tiến hành phân tích mức độ gia tăng sức kháng uốn theo 3 nhóm mặt cắt với chiều cao lần lượt là H = 1,5m, 2m, 2,5m và chiều dài nhịp biến đổi từ 5 đến 160m, với vật liệu gia cường là 2 lớp FRP, kết quả phân tích được thể hiện trên Hình 3 đến Hình 5.

Biểu đồ trên Hình 3 đến Hình 5 đã cho thấy hiệu quả của việc gia cường dầm cầu bằng vật liệu FRP có sự phụ thuộc vào chiều dài nhịp và việc gia cường chỉ có hiệu quả đối với một giới hạn chiều dài nhịp nhất định. Trong nghiên cứu này, phạm vi nhịp hiệu quả có thể đạt tới 80m (100m). Nếu nhịp lớn hơn nữa thì hiệu quả gia cường có chiều hướng giảm dần và sẽ không có hiệu quả khi chiều dài nhịp lớn hơn 120m (160m).

Biểu đồ trên Hình 3 đến Hình 5 cũng cho thấy khi chiều cao mặt cắt lớn thì hiệu quả gia cường bằng vật liệu FRP càng cao. Trong nghiên cứu này với H=2,5m thì hiệu quả gia cường có thể đạt tới 78%.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 59

0.0

10.0

20.0

30.0

40.0

5

10

15

20

30

40

50

60

70

80

90

10

0

12

0

14

0

16

0

Hiệu quả gia tăng sức kháng uốn theo chiều dài dầm

và chiều cao mặt cắt với vật liệu GFRP

L(m)

Hiệ

u q

uả

gia

cư

ờn

g %

H =1500mm

H =2000mm

H =2500mm

Hình 3. Biểu đồ mức tăng sức kháng uốn theo chiều dài nhịp và chiều cao mặt cắt (với dạng GFRP)

Hình 4. Biểu đồ mức tăng sức kháng uốn theo chiều dài nhịp và chiều cao mặt cắt (với dạng AFRP)

Hình 5. Biểu đồ mức tăng sức kháng uốn theo chiều dài nhịp

và chiều cao mặt cắt với dạng (CFRP)

2.6.2. Chất lượng của bê tông dầm

Để phân tích ảnh hưởng của chất lượng bê tông dầm đến hiệu quả gia cường ta tiến hành phân tích trên một mẫu dầm cắt có chiều cao là H = 1,2m, dài 18m bằng 2 lớp vật liệu CFRP với cường độ bê tông biến đổi từ 10Mpa đến 80Mpa, kết quả phân tích được thể hiện trên Hình 6.

Hình 6. Biểu đồ mức tăng sức kháng uốn theo cường độ bê tông dầm gia cường

Biểu đồ trên Hình 6 cho thấy hiệu quả gia cường càng cao khi bê tông dầm có cường độ cao. Trong nghiên cứu này, khi bê tông có mác thấp dưới 15Mpa thì hiệu quả khá thấp chỉ là 12%. Đối với các cầu BTCT cũ, nếu bê tông có cường độ từ 25Mpa trở lên thì hiệu quả gia cường có thể

đạt trên 25%. Do vậy, với các dầm mà bê tông bề mặt có cường độ quá thấp thì nên thay thế bằng lớp bê tông mới.

2.6.3. Điều kiện môi trường

Để xét tới ảnh hưởng của môi trường ta phân tích dầm theo 3 điều kiện môi trường là: khắc nghiệt, môi trường không kín và môi trường kín. Dầm có chiều cao H=1.2m, L=18m, vật liệu gia cường là GFRP với số lớp gia cường tăng dần từ 1 đến 5 lớp. Kết quả phân tích như Hình 7.

Hình 7. Biểu đồ mức tăng sức kháng uốn theo điều kiện môi trường và theo số lớp gia cường (loại GFRP)

Tiếp tục đi phân tích với mặt cắt dầm trên nhưng sử dụng vật liệu gia cường là AFRP và CFRP với số lớp gia cường tăng dần từ 1 đến 5 lớp. Kết quả phân tích như Hình 8 và 9.

Hình 8. Biểu đồ mức tăng sức kháng uốn theo điều kiện môi trường và theo số lớp gia cường (loại AFRP)

Hình 9. Biểu đồ mức tăng sức kháng uốn theo điều kiện môi trường và theo số lớp gia cường (loại CFRP)

Từ biểu đồ trên Hình 7 đến Hình 9 cho thấy hiệu quả gia cường tốt nhất nếu ở điều kiện kín. Trên thực tế, các dầm cầu thường ở điều kiện không được che chắn bảo vệ (không kín hoặc khắc nghiệt), khi đó hiệu quả tăng cường sẽ thấp hơn, song khi số lớp gia cường tăng lên thì có thể giảm bớt các tác động của môi trường và hiệu quả gia cường có xu hướng gần bằng với hiệu quả ở điều kiện kín. Đặc biệt đối với loại tấm sợi CFRP thì các đồ thỊ nằm gần sát nhau, chứng tỏ hiệu quả gia cường khi dùng loại này ít bị tác động bởi điều kiện môi trường, do nó được xử lý nhiệt theo nhiều quá trình.

0.0

10.0

20.0

30.0

40.0

50.0

60.0

70.0

5

10

15

20

30

40

50

60

70

80

90

10

0

12

0

14

0

16

0

Hiệu quả gia tăng sức kháng uốn theo chiều dài dầm và chiều cao mặt cắt với vật liệu AFRP

L(m)

Hiệ

u q

uả

gia

cư

ờn

g %

H=1500mm

H=2000mm

H=2500mm

10.0

30.0

50.0

70.0

90.0

5

10

15

20

30

40

50

60

70

80

90

10

0

12

0

14

0

16

0

Hiệu quả gia tăng sức kháng uốn theo chiều dài dầm và chiều cao mặt cắt với vật liệu CFRP

L(m)

Hiệ

u q

uả

gia

cư

ờn

g %

H=1500mm

H=2000mm

H=2500mm

-

10

20

30

40

50

60

10 15 20 25 30 35 40 45 50 60 65 70 80

Hiệu quả gia tăng kháng uốn theo cường độ Bê tông dầm

f'c(Mpa)

Hiệ

u q

uả

gia

cư

ờn

g %

Hiệu quả gia cường M%

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

30.0

35.0

1 2 3 4 5

Hiệu quả gia tăng sức kháng uốn theo môi trường

và số lớp vật liệu gia cường

Số lớp gia cường

%M

Điều kiện khắc nghiệt

Điều kiện kín

Điều kiện không kín

0.0

5.0

10.0

15.0

20.0

25.0

30.0

35.0

1 2 3 4 5

Hiệu quả gia tăng sức kháng uốn theo môi trườngvà số lớp vật liệu gia cường

Số lớp gia cường

%M

Điều kiện khắc nghiệt

Điều kiện kín

Điều kiện không kín

0.0

10.0

20.0

30.0

40.0

50.0

1 2 3 4 5

Hiệu quả gia tăng sức kháng uốn theo môi trường

và số lớp vật liệu gia cường

Số lớp gia cường

%M

Điều kiện khắc nghiệt

Điều kiện kín

Điều kiện không kín

60 Nguyễn Hữu Tuân, Trần Đình Hoàng

2.6.4. Số lớp gia cường FRP

Biểu đồ trên Hình 7 đến Hình 9 cũng cho thấy hiệu quả gia cường sẽ tăng cao khi số lớp gia cường tăng lên, vì lúc này sẽ kéo theo diện tích FRP chịu kéo tăng lên. Tuy nhiên cũng không nên sử dụng quá nhiều lớp (>5), vì sẽ không kinh tế nữa so với các giải pháp gia cường khác, hơn nữa sẽ phụ thuộc rất nhiều vào chất lượng của keo kết dính. Do đó, xác định số lớp (diện tích) tấm vật liệu gia cường hợp lý để phát huy hết khả năng làm việc của vật liệu này là vấn đề cần được tính toán kiểm tra kỹ lưỡng.

2.6.5. Mô đun đàn hồi của tấm sợi FRP

Để xét tới ảnh hưởng của mô đun đàn hồi tấm sợi tới hiệu quả gia cường ta phân tích dầm có chiều cao H=1,2m, L=18m, vật liệu gia cường gồm 1 lớp, có mô đun đàn hồi Ef biến đổi từ 20GPa đến 400GPa. Kết quả phân tích như Hình 10.

Hình 10. Biểu đồ mức tăng sức kháng uốn theo mô đun đàn hồi của vật liệu FRP

Biểu đồ trên Hình 10 cho thấy hiệu quả gia cường sẽ cao hơn, nếu chọn lựa các vật liệu gia cường có mô đun đàn hồi cao. Khi thiết kế tăng cường cần căn cứ vào yêu cầu gia tăng sức chịu tải của dầm lên bao nhiêu phần trăm, để lựa chọn loại vật liệu và mô đun đàn hồi hợp lý. Đối với tấm sợi gốc carbon, aramid có mô đun đàn hồi cao trên 100GPa thì theo nghiên cứu này hiệu quả gia cường có thể đạt trên 20%.

3. Kết luận

Kết quả nghiên cứu nêu trên cho thấy:

- Việc sử dụng các tấm FRP để gia cường dầm chịu uốn là phương pháp đơn giản, nhanh chóng, đem lại hiệu quả kinh tế, kỹ thuật tốt cho công trình.

- Hiệu quả gia cường dầm bằng vật liệu FRP có sự phụ thuộc vào chiều dài nhịp gia cường và chiều cao tiết diện. Việc gia cường bằng loại vật liệu này có hiệu quả tốt trong một giới hạn chiều dài nhịp nhất định. Khi chiều dài nhịp quá lớn thì sẽ không có hiệu quả.

- Hiệu quả gia cường phụ thuộc rất lớn vào đặc tính cơ học của vật liệu gia cường và chất lượng bê tông bề mặt của cấu kiện được gia cường. Điều này cho thấy, trong công tác gia cường dầm bằng vật liệu FRP, cần lưu ý việc xử lý bề mặt liên kết cũng như lựa chọn loại vật liệu FRP và keo dán phù hợp. Nói chung, khi gia cường dầm bằng vật liệu FRP thì cường độ bê tông phải nên lớn hơn 15Mpa mới có hiệu quả.

Kết quả cũng cho thấy điều kiện môi trường có tác động tới hiệu quả gia cường, đặc biệt là khi sử dụng loại sợi thủy tinh và sợi aramid. Vì vậy, khi thiết kế nâng cấp cầu bằng vật liệu FRP cần lưu ý từng điều kiện môi trường cụ thể, cấu trúc và chất lượng của kết cấu, nhu cầu gia cường, khả năng phối hợp làm việc đồng thời của các loại vật liệu để có phương án gia cường hợp lý nhất.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] ACI, “Guide for the Design and Construction of Externally Bonded FRP Systems for Strengthening Concrete Structures”, Report by ACI Committee 440, American Concrete Institute, July 2008.

[2] ACI, “Building code requirements for structural concrete and commentary (ACI 318M-05), American Concrete Institute, 2008.

[3] Ngô Đăng Quang, Nguyễn Duy Tiến (2009), “Kết cấu bê tông cốt thép”, Nhà xuất bản Giao thông Vận tải.

[4] Nguyễn Hữu Tuân, Trần Đình Hoàng (2014), “Nâng cấp tải trọng công trình cầu bằng vật liệu composite”, Đề tài KH và CN cấp Trường, mã số ĐT14-05.

[5] Nguyễn Văn Mợi, Nguyễn Tấn Dũng, Hoàng Phương Hoa (2011), “Nghiên cứu giải pháp gia cường dầm bê tông cốt thép bằng các tấm vật liệu composite sợi carbon”, Tạp chí Khoa học Công nghệ, Đại học Đà Nẵng.

[6] Nguyễn Chí Thanh, Lê Mạnh Hùng, Phạm Ngọc Khánh (2011), “Phân tích hiệu quả kỹ thuật giải pháp gia cường kết cấu bê tông cốt thép bằng vật liệu cốt sợi tổng hợp”, Tạp chí Khoa học Kỹ thuật Thủy lợi và Môi trường, Số Đặc biệt (11/2011), trang 12-17.

[7] Ngô Quang Tường (2007), “Sửa chữa và gia cố công trình Bê tông cốt thép bằng phương pháp dán nhờ sử dụng vật liệu FRP”, Tạp chí Phát triển Khoa học Công nghệ, Số 10/2007, trang 39-51.

[8] Tiêu chuẩn thiết kế cầu 22TCN 272-05, Bộ Giao thông Vận tải.

[9] Hoàng Phương Hoa (2013), “Ứng dụng vật liệu Composite trong lĩnh vực cải tạo, sửa chữa các công trình xây dựng”, Tài liệu giảng dạy cao học, Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng.

[10] Nguyễn Đình Khanh (2011), “Nghiên cứu tăng cường kết cấu bê tông cốt thép bằng tấm dán fiber reinforced polymer”, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Đại học Đà Nẵng.

[11] Chakrapan (2005), ”Use of fiber reinforced polymer composite in bridge structures”, Masters Thesis of engineering in civil and environmental engineering at the massachusetts institute of technology.

[12] Lưu Bích Huy, Ngô Xuân Hưng, Đặng Văn Sỹ (2011), “Kết cấu công trình”, Giáo trình lưu hành nội bộ Trường Cao đẳng Giao thông Vận tải II.

(BBT nhận bài: 05/05/2015, phản biện xong: 14/05/2015)

0.0

10.0

20.0

30.0

40.0

50.0

20

60

80

10

0

12

0

14

0

16

0

20

0

24

0

28

0

30

0

34

0

38

0

40

0

Hiệu quả gia tăng sức kháng uốn theo mô đun đàn hồi của vật liệu FRP

Ef(Gpa)

%M

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 61

BÀN VỀ PHƯƠNG PHÁP ĐIỀU KHIỂN TÍCH CỰC LOẠI BỎ NHIỄU (ADRC)

DISCUSSION ON THE ACTIVE DISTURBANCE REJECTION CONTROL (ADRC) METHOD

Phạm Văn Tuynh1, Trần Văn Kiên2 1Trường Đại học Bách khoa Hà Nội; phamvantuynh1992@gmail.com

2Đại học Khoa học Ứng dụng Cao Hùng (KUAS); kiensee@gmail.com

Tóm tắt - Bài báo này giới thiệu về một phương pháp điều khiển mới,đó là phương pháp điều khiển ADRC (Active Disturbance RejectionControl), trong đó đi sâu vào giới thiệu bộ điều khiển ADRC tuyến tínháp dụng cho các đối tượng có dạng của khâu quán tính bậc nhất. Ưuđiểm chính của phương pháp ADRC so với phương pháp PID truyềnthống là chỉ cần ít thông tin về đối tượng ta đã có thể tính toán đượcbộ điều khiển. Để thể hiện được kết quả điều khiển của nó, một môhình của khối lò hơi - tua bin đã được sử dụng cho việc mô phỏng.Bên cạnh việc thu được kết quả khi sử dụng bộ điều khiển ADRC, tacũng sẽ so sánh với kết quả của bộ điều khiển PID để thấy được sựkhác nhau giữa hai phương pháp điều khiển này.

Abstract - This paper introduces a new control method namelyADRC (Active Disturbance Rejection Control), especially the linearADRC controller applied to the object in the form of first orderinertia. The main advantage of the ADRC method compared withthe traditional PID one is that only with some limited informationabout the subjects we are still able to calculate the controller. Todemonstrate the results of its control, a model of block boiler -turbine is used for the simulation.In addition the results obtainedwhen using ADRC controller will also be compared with those of aPID controller to see the difference between these two methods ofcontrol.

Từ khóa - ADRC tuyến tính; bậc nhất; lò hơi- tua bin; mô hình;ổnđịnh; quan sát trạng thái.

Key words - linear ADRC; first order; boiler – turbine; model;stable; observe a state.

1. Phần mở đầu

Khái niệm về ADRC (Active Disturbance Rejection Control) được giới thiệu bởi Jinqing Han và sau đó được hệ thống lại trong phiên bản tiếng Anh công bố lần đầu tiên bởi Zhiqiang Gao [1]. Trong bài viết của mình, Jinqing Han đã chỉ ra một số nhược điểm của bộ điều khiển PID:

- Có một vài điều kiện ảnh hưởng đến việc đạt đến trạng thái ổn định như hiện tượng bão hòa tích phân.

- Thường được triển khai thiếu thành phần D do sự nhạy cảm của khâu vi phân đối với các nhiễu.

- Trong nhiều trường hợp, việc tìm được một bộ điều khiển trở nên khó khăn do phụ thuộc nhiều vào mô hình đối tượng.

ADRC là một chiến lược điều khiển mạnh mẽ, nơi các mô hình của hệ thống được mở rộng với một biến trạng thái mới, trong đó bao gồm tất cả các động học chưa rõ và rối loạn còn sót lại không được chú ý trong mô tả đối tượng thông thường. Việc ước tính trực tuyến của trạng thái mới này được thực hiện bằng cách sử dụng bộ quan sát trạng thái mở rộng (Extended State Observer – ESO). Bộ quan sát này có nhiệm vụ theo dõi và ước lượng các nhiễu tác động trực tiếp, các sai số của việc mô hình hóa đối tượng so với thực tế. Bằng cách đó, mặc dù chỉ có một mô hình với độ chính xác không cao, chúng ta vẫn có thể thiết kế được một bộ điều khiển có chất lượng tốt, mạnh mẽ chống lại các biến động cho đối tượng thực tế, do đó gián tiếp giúp đơn giản hoá mô hình. Bất kỳ sự khác biệt trong mô hình sẽ không ảnh hưởng đến các cơ chế kiểm soát, bao gồm tất cả những bất ổn trong các biến trạng thái mở rộng.

Khả năng điều khiển sâu và làm giảm tính bất ổn của phương pháp này làm cho nó trở thành một giải pháp thú vị trong trường hợp mà các thông tin đầy đủ về hệ thống là không sẵn có. Điều này làm cho ADRC có thể trở thành sự lựa chọn hấp dẫn, đáng được cân nhắc cho các kỹ sư điều khiển. Phương pháp điều khiển ADRC được đánh giá như là một đại diện thay thế cho phương pháp điều khiển PID cổ

điển. Hiện nay phương pháp này được ứng dụng trong nhiều lĩnh vực như: điện tử công suất, điều khiển nhiệt độ…

Về bộ ADRC tuyến tính, có thể khái quát cấu trúc ADRC tuyến tính bao gồm các thành phần cơ bản sau:

- TD (Tracking Differentiator): thành phần quyết định tốc độ ổn định và quỹ đạo đáp ứng đầu ra của đối tượng. Thành phần TD có thể được rút ra từ quỹ đạo mong muốn của hệ thống. Những tiêu chuẩn về chất lượng điều khiển sẽ được sử dụng để tính toán.

- ESO (Extended State Observer): thành phần ước lượng nhiễu và sai số mô hình.

Nếu xác định được 2 thành phần trên, ta có thể điều khiển được đối tượng mong muốn.

2. Nội dung chính

2.1. Tổng quan về bộ điều khiển ADRC tuyến tính

Việc thiết kế một bộ điều khiển ADRC dù là tuyến tính hay phi tuyến, sẽ có khá nhiều cách để đi đến các kết quả khác nhau. Trong nội dung bài báo này ta sẽ xét đến một phương pháp xây dựng bộ điều khiển ADRC tuyến tính cho các đối tượng bậc nhất [5].

Xét một cấu trúc không gian trạng thái sau:

( )dx

ax bu d tdt

y cx du

(1)

Trong đó tất cả nhiễu và sai số của việc mô hình hoá sẽ được đưa vào d(t). Ta sẽ thấy rằng các nhiễu và sai số này sẽ không ảnh hưởng tới quá trình tìm ra bộ điều khiển ADRC tuyến tính và kết quả điều khiển của nó.

Xét phương trình thứ nhất trong hệ phương trình (1), ta viết lại như sau:

0

(t)

( . (t) (t) b.u(t))f

dxa x d b u

dt (2)

62 Phạm Văn Tuynh, Trần Văn Kiên

Trong (2), ta đã tách 0b b b , với b0 là thành phần

của b đã biết trong mô hình của đối tượng; ∆b được coi là thành phần chưa biết đến, đó là sai số xuất phát từ việc mô hình hóa so với thực tế. Tất cả các thành phần d(t), a.x(t), ∆b.u(t) sẽ được gom lại thành một và coi là nhiễu tổng duy nhất còn lại f(t). Và giờ đây, một phương trình khá cồng kềnh đã được đơn giản hóa đi rất nhiều. Nếu như có thể tìm được

một giá trị ��(t) ≈ f(t), chỉ cần thêm một khâu tích phân, ta có thể giải ra được x và y. Vì lý do này, một bộ quan sát trạng thái mở rộng (ESO) đã được đưa ra. ESO cũng là điểm mấu chốt cho bất cứ bộ điều khiển ADRC nào khác. Bộ quan sát

này sẽ giúp ta ước lượng được giá trị xấp xỉ ��(t) của f(t).

Hình 1. Cấu trúc vòng điều khiển ADRC tuyến tính

Để xây dựng được ESO, trước hết, ta viết lại phương trình (1) dưới dạng hệ phương trình không gian trạng thái như sau:

1 1 0

2 2

1

2

(t) (t)0 1 0. . (t) . (t)

(t) 0 0 (t) 10

(t)(t) (1 0 .

(t)

v v bu f

v v

vx

v

(3)

Ở hệ phương trình (3) xuất hiện thêm một đầu vào ảo

�(t), đầu vào ảo này không thể đo được trực tiếp, nhưng chúng ta có thể ước lượng được nó dựa vào ESO. Việc ước lượng chỉ dựa trên sự đo đạc và xử lý các đầu vào u(t) và đầu ra x(t) của quá trình này. Phương trình của bộ quan sát trạng thái mở rộng được đưa ra như (4):

1 1 10

1

2 22

1 1 10

2 2 2

ˆ ˆ(t) (t)0 1ˆ. . u(t) .( (t) (t))

ˆ0 0 (t)ˆ 0(t)

ˆ1 (t). . (t)

ˆ0 (t) 0

EA

v v lbx v

v lv

l v lbu

l v l

. x(t)

(4)

Trong phương trình trên 1 2

ˆˆ ˆ ˆ(t) (t) ; ( ) f (t),v x v t dựa

trên cách ước lượng này, việc loại bỏ nhiễu được thực hiện thông qua luật điều khiển sau:

0

0

ˆ(t) f(t)(t)

uu

b

với

0ˆ(t) .(r(t) (t))

Pu K x (5)

Thay (5) vào (2):

00

0

0 0

ˆ(t) f(t)(t) f(t) b .

ˆ[f(t) f(t)] u (t) u (t) K .[r(t) ˆ(t)]P

ux

b

x

(6)

Nếu như ˆ(t) (t),x x ta sẽ nhận được hàm truyền của

vòng kín có dạng một khâu bậc nhất với một điểm cực

vk

Ps K :

1 1ˆ(t) (t) (t) (t) r(t)

P P

x x x xK K

(7)

Trên đây là phần đưa ra bộ quan sát và cấu trúc điều khiển sử dụng nó. Việc tính toán các thông số của bộ điều khiển sẽ được thực hiện trong phần sau đây với chỉ một yêu

cầu cần được biết trước, đó là thời gian quá độ. Ta sẽ tính toán bộ điều khiển dựa trên thời gian quá độ để đạt đến độ quá điều chỉnh % 2% . Từ (7), thực hiện phép biến đổi Laplace 2 vế, ta sẽ thu được:

X(s) 1(s)

1R(s)1

P

G

sK

(8)

Từ (8), có thể thấy rằng thời gian quá độ để đạt được

% 2% là: 2%

4

P

TK

=>2%

4P

KT

(9)

Cuối cùng, việc còn lại là phải tìm được 2 tham số của bộ quan sát trạng thái mở rộng

1 2,l l trong phương trình (4).

Việc tìm ra 1 2,l l sẽ dựa trên nguyên tắc gán các điểm cực hợp

lý cho bộ quan sát. Để bộ điều khiển có thể làm việc tốt thì bộ quan sát của nó phải có đặc tính động học đủ nhanh, nói

cách khác, các điểm cực của bộ quan sát ( 01,2ESs ) phải được đặt

ở bên trái điểm cực của vòng kín. Có thể chọn như sau: 0

1,2(5 10) s

ES ESO vks s với vk

Ps K (10)

Từ phương trình đặc trưng của (4), chúng ta có thể suy ra được

1 2,l l bằng cách đồng nhất các hệ số của phương

trình sau:

det(sI-AE)=s2+l1s+l2=(s-sESO)2= s2-2sESO.s+(sESO)2

=>l1=-2sESO; l2=(sESO)2. (11)

2.2. Điều khiển tách kênh đối tượng lò hơi- tua bin dùng phương pháp ADRC

2.2.1. Điều khiển tách kênh đối tượng lò hơi- tua bin dùng phương pháp ADRC

Hình 2. Cấu trúc đơn giản của khối lò hơi- tua bin [6]

Khối lò hơi – tua bin là một đối tượng phi tuyến, đa biến và tác động xen kênh mạnh mẽ [2], [6]. Cuối những năm 1970, Bell và Astrom đã trải qua quá trình dài nghiên cứu và thực nghiệm với đối tượng lò hơi – tua bin 160 MW dùng nhiên liệu dầu tại nhà máy điện Synvendska Kraft AB, Malmo, Thụy Điển. Năm 1979, Bell và Astrom đã đưa ra mô hình động học của đối tượng trên [3]:

9

8

1 2 1 1 3

9

8

2 2 1 2

3 3 2 1

1 1

2 2

3 3

0.0018 0.9 0.15

(0.073u 0.016) 0.1

(141u (1.1u 0.19) ) / 85

0.05(0.13073x 100a 67.975)9

e

cs

x u x u u

x x x

x x

y x

y x

qy

(12)

Mô hình này bị lược bớt còn lại 3 đầu vào và 3 đầu ra. Tuy nhiên, các tác giả đã kiểm nghiệm rằng những đặc tính

Quá trình

ESO

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 63

nhận được khi thực hiện mô phỏng khá sát với thực tế.

Bảng 1. Một số điểm làm việc đặc trưng của mô hình [3]

#1 #2 #3 #4 #5 #6 #7

X10 75,6 86,4 97,2 108 118,8 129,6 140,4

X20 15,27 36,65 50,52 66,65 85,6 105,8 128,9

X30 299,6 342,4 385,2 428 470,8 513,6 556,4

U10 0,156 0,209 0,271 0,34 0,418 0,505 0,6

U20 0,483 0,552 0,621 0,69 0,759 0,828 0,897

U30 0,183 0,256 0,34 0,433 0,543 0,663 0,793

Y30 -0,97 -0,65 -0,32 0 0,32 0,64 0,97

Để có thể thiết kế các bộ điều khiển cho đối tượng này, ta sẽ tuyến tính hóa mô hình (12). Hầu hết các nghiên cứu về đối tượng lò hơi – tua bin trên đều quan tâm tới điểm làm việc số 4. Do đó, trong bài báo này, một mô hình được tuyến tính hóa quanh điểm làm việc số 4 trong Bảng 1 sẽ được đưa ra. Kết quả được thể hiện trong (13) [3].

3

1 1 1 2 3

2

2 1 2 2

3

3 1 2 3

1 1

2 2

3 3

3 1 3 1 2 3

2.509 10 0.9 0.349 0.15

6.94 10 0.1 14.155

6.69 10 1.398 1.659

6.34 10 4.71 10 0.253 0.512 0.014

x x u u u

x x x u

x x u u

y x

y x

y x x u u u

(13)

2.2.2. Tính toán bộđiều khiển tách kênh ADRC

Một trong những mục đích điều khiển của việc sử dụng ESO là tách kênh hệ thống. Vì vậy, ta sẽ thiết kế các ESO riêng cho từng cặp đầu vào ra: 1 1 2 2 3 3( / ; / ; / )u y u y u y .

Đối với trạng thái đầu tiên trong (13), ta có:

1

3

1 1 2 3 1 1 0 1 1

( t)

01

2.509 10 0.349 u 0.15 0.9 (t)

0, 9

f

x x u u f b u

b

Phương trình trạng thái của bộ quan sát trạng thái mở rộng ESO1, và luật điều khiển u1(t):

11 11 1111 01

1 1

1212 12 12

ˆ ˆ(t) (t)1. . (t) . (t)

ˆ ˆ0(t) (t) 0

v v ll bu x

lv v l

1 1 1 1 1 1 11 12

1

01 01

ˆˆ ˆ ˆ.[r (t) x (t)] f (t) [r (t) v (t)] (t)(t)

P P

K K vu

b b

Chọn thời gian quá độ cho x1 là T1 = 40(s), theo (4.9):

1

1

40,1PK

T => 1

10,1vk

Ps K (14)

Theo (10), lấy 1 1

110 10 1

ESO vk

Ps s K

1

1

1 2

2

2 2

(s ) 1

ESO

ESO

l s

l

Tính toán tương tự trên đối với trạng thái thứ 2 và thứ 3, ta được các tham số của các bộ điều khiển ADRC cho đối tượng lò hơi –tua bin:

1

1 11

12

0.1

: 2

1

PK

ADRC l

l

2

2 21

22

0.2

: 4

4

PK

ADRC l

l

3

3 31

32

0.1

: 1

0.25

PK

ADRC l

l

2.2.3. Kết quả mô phỏng

Hình 3. Cấu trúc vòng điều khiển ADRC tổng quát

Hình 4. Thay đổi các giá trị đặt khi hệ thống đã ổn định

Nhận xét: Với tất cả những thay đổi này, bộ điều khiển ADRC đã làm việc tốt, giá trị xác lập được thiết lập nhanh và không tồn tại sai lệch tĩnh cũng như độ quá điều chỉnh với đại lượng được thay đổi.

Từ đó, ta có thể rút ra một số kết quả quan trọng của việc sử dụng ESO trong điều khiển đối tượng phi tuyến lò hơi – tua bin như sau:

- Tách kênh hệ thống.

- Chống nhiễu mạnh.

- Điều khiển tốt tại những điểm làm việc khác nhau.

Các kết quả tiếp theo sẽ thể hiện những khả năng trên của ADRC.

Theo Hình 5, Hình 6, Hình 7 các đáp ứng thu được khi có nhiễu tác động tới cơ cấu chấp hành, nhiễu của tải ở cả 3 cặp vào/ra đã được thể hiện rõ. Nhìn chung, các tác động xấu đều được dập tắt khá nhanh. Giá trị đặt cũng sớm đạt được, ở trạng thái xác lập hầu như không tồn tại dao động.

Hình 5. Các ảnh hưởng tới cặp u1/y1: Nhiễu đầu vào 10%u10 (t=200s); nhiễu đầu ra 10kg/cm2 (t=400s);

điều chỉnh y1 tăng 20 kg/cm2(t=600s)

64 Phạm Văn Tuynh, Trần Văn Kiên

Hình 6. Các ảnh hưởng tới cặp u2/y2: Nhiễu đầu vào 10%u20 (t=200s); nhiễu đầu ra 10MW (t=400s);

điều chỉnh y2 tăng 20MW (t=600s)

Hình 7. Các ảnh hưởng tới cặp u3/y3: Nhiễu đầu vào 10%u30 (t=200s); nhiễu đầu ra 0,1m (t=400s);

điều chỉnh y3tăng 0,2m (t=600s)

2.2.4. So sánh kết quả điều khiển giữa hai bộ điều khiển PID và ADRC [4]

Bộ điều khiển PID:

11 12 13

21 22 23

31 32 33

(s)

k k k

K k k k

k k k

Hình 8. Cấu trúc bộ điều khiển PID

Để thỏa mãn được các tiêu chuẩn về chất lượng điều khiển tách kênh, thì ma trận hàm truyền hở (s) G(s) K(s)L phải là

một ma trận đường chéo. L(s) sẽ có dạng:

1

2

3

(s) 0 0

(s) 0 (s) 0

0 0 (s)

l

L l

l

=> 1

K s G s L s

(15)

Xác định được L(s), ta sẽ xác định được K(s).

So sánh kết quả mô phỏng của 2 bộ điều khiển:

Ta thấy rằng khi thay đổi giá trị đặt, đáp ứng của 2 bộ điều khiển khá giống nhau, tuy nhiên bộ PID có tồn tại độ quá điều chỉnh, còn bộ ADRC thì không. Trong Hình 10 là tín hiệu điều khiển gửi đến các cơ cấu chấp hành. Cả hai bộ điều khiển đều đưa ra các tín hiệu khá giống nhau.

Hình 9. Đáp ứng đầu ra khi thay đổi giá trị đặt (điều chỉnh y1 tăng đến 120 kg/cm2tại t=200s; y2 tăng đến 120 MW tại t=400s; y3 tăng đến 0,1m tại t=600s)

Hình 10. Tín hiệu điều khiển khi thay đổi giá trị đặt

Hình 11. Đáp ứng đầu ra khi có nhiễu tác động (nhiễu 10%u10 tại t=200s; nhiễu 10%u20 tại t=1000s; nhiễu 10%u30 tại t=2000s)

Hình 12. Tín hiệu điều khiển trong trường hợp có nhiễu tác động

Khi có nhiễu tác động, ta nhận thấy rằng 2 bộ điều khiển đã mang lại các kết quả khác nhau đáng kể. Trong khi bộ điều khiển ADRC loại bỏ nhiễu nhanh và hiệu quả thì bộ điều khiển PID, mặc dù có thể loại bỏ nhiễu, nhưng lại có thời gian quá độ và độ quá điều chỉnh lớn.

Để xem xét đến khả năng điều chỉnh rộng hơn, ta sẽ xét trường hợp chuyển từ điểm làm việc số 4 về điểm làm việc số 1. Kết quả đáp ứng đầu ra được thể hiện trong Hình 13. Kết quả thu được từ 2 bộ điều khiển rất khác nhau. Trong khi bộ điều khiển ADRC chỉ mất khoảng 600s cho cả quá trình quá độ và không có độ quá điều chỉnh thì bộ PID cần tới khoảng 1500s để các đáp ứng được coi là ổn định. Trong Hình 14 là các tín hiệu gửi tới cơ cấu chấp hành của 2 bộ điều khiển.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 65

Hình 13. Đáp ứng đầu ra khi chuyển từ điểm làm việc số 4 về điểm làm việc số 1 tại t=200s (Bảng 1)

Hình 14. Tín hiệu điều khiển trong trường hợp chuyển điểm làm việc

Từ những kết quả đã nhận được khi xem xét phản ứng của hai bộ điều khiển với cùng một ảnh hưởng từ nhiễu, và cả trong việc xác lập giá trị đặt, bộ ADRC đã thể hiện được nhiều ưu điểm hơn bộ điều khiển PID. Đó là khi xét trên một mô hình được coi là chính xác. Mô hình có độ chính xác chưa cao, do việc tính toán bộ điều khiển PI này dựa vào khá nhiều thông số trong mô hình, nên khi các tham số trong mô hình có sai số đáng kể, kết quả của bộ PI sẽ không

còn như trên nữa. Mặt khác, phương pháp ADRC chỉ dựa trên hằng số b của biến đầu vào tương ứng, còn có cả sai số của b được tính đến. Nên sự sai khác về mô hình sẽ không hoặc ít ảnh hưởng đến kết quả – một lợi thế nữa của ADRC chưa được thể hiện trong mô phỏng.

3. Kết luận

Bài báo đã bước đầu tiếp cận với bộ điều khiển tích cực loại bỏ nhiễu ADRC ứng dụng để điều khiển tách kênh cho đối tượng lò hơi- tua bin. Từ những ghi nhận về các kết quả tích cực trong điều khiển, ta nhận thấy chất lượng điều khiển khi sử dụng phương pháp ADRC có tốt hơn phương pháp PID truyền thống. Điều đó hứa hẹn sự phát triển của phương pháp ADRC trong tương lai.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Z.Gao, Y.Huang, J.Han, “An alternative paradigm for control system design”, Proceedings of 40th IEEE Conference on Decision and Control, Orlando, Florida, December 4-7, 2001, pp. 4578-4585.

[2] R.D.Bell, K.J.Astrom, Dynamicmodels for boiler-turbine alternator units: data logs and parameter estimation for a 160 MW unit, Tech. Rep. Report LUTFD2/(TFRT-3192)/1-137, Department of Automatic Control, Lund Institute of Technology, Lund, Sweden, 1987.

[3] F.Khani, A.Yazdizadeh, “Boiler -Turbine Unit Controller Design Based on the Extended State Observer”, International Conference on Control and Automation, Christchurch, New Zealand, December9-11, 2009, pp.2066-2071.

[4] J. Garrido, F. Morilla, F. Vázquez, “Centralized PID control by decoupling of a boiler-turbin unit”, Proceedings of the European control conference 2009 – Budapest, Hungary, August 23-26, 2009, pp. 4007-4012.

[5] G. Herbst, “A Simulative Study on Active Disturbance Rejection Control (ADRC) as a Control Tool for Practitioners”, Electronic, Vol. 2, 2013, pp.246-279.

[6] K.J. Astrom, K. EkLund, “A simplified non-linear model of a drum boiler-turbine unit”, Int.J. Control, Vol. 16, No.1, 1972, pp.145-169.

(BBT nhận bài: 03/04/2015, phản biện xong: 01/05/2015)

66 Nguyễn Tường Vân, Phạm Thị Thu Vân, Ngô Diệu Quỳnh, Đặng Đức Long

NGHIÊN CỨU PHƯƠNG PHÁP TÁCH PHÂN TỬ ACID NUCLEIC TỪ MẪU PHẨM SINH HỌC BẰNG HẠT NANO SẮT TỪ

RESEARCH ON A METHOD OF NUCLEIC ACID ISOLATION FROM BIOLOGICAL SAMPLES USING FERROMAGNETIC NANO PARTICLES

Nguyễn Tường Vân1, Phạm Thị Thu Vân1, Ngô Diệu Quỳnh2, Đặng Đức Long2 1Bệnh viện C Đà Nẵng

2Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; ddlong@dut.edu.vn

Tóm tắt - Việc tách chiết các phân tử acid nucleic từ các mẫu sinhhọc là một việc cơ bản được tiến hành thường xuyên trong sinhhọc phân tử. Nghiên cứu này được thực hiện với mục tiêu ứngdụng hạt nano sắt từ trong thu tách acid nucleic, cụ thể xây dựngmột quy trình tách DNA từ mẫu vi khuẩn một cách đơn giản, nhanhtại phòng thí nghiệm. Hạt nano sắt từ được tổng hợp theo phươngpháp đồng kết tủa sử dụng hỗn hợp muối Fe2SO4 và FeCl3 trongmôi trường kiềm với điều kiện không có oxi, pH = 12,3. Các yếu tốảnh hưởng đến số lượng và chất lượng DNA được khảo sát, quađó, quy trình thu tách DNA được thực hiện với các thông số pH =8,nồng độ dung dịch NaCl 3M, PEG 6000 10%, 25oC và được rửabằng ethanol 99%.

Abstract - - Isolating nucleic acids from biological samples is abasic task carried out frequently in molecular biology field. Theapplication of ferromagnetic nanoparticles for a simple, quicknucleic acid isolation process is the goal of this study.Ferromagnetic nanoparticles are synthesized by a copercipitationmethod using a mixture of Fe2SO4 and FeCl3 in a non - oxygencondition and a strong alkaline medium with pH =12.3. Factorsaffecting quantity and quality of isolated DNA were invested,.Based on this, DNA isolation process was formed with identifiedparameters: pH = 8, NaCl solution 3M, PEG 6000 10%, 25oC, thenwashed by EtOH 99%.

Từ khóa - hạt nano từ tính; thu tách acid nucleic; PEG; NaCl;ethanol.

Key words - ferromagnetic nanoparticles; nucleic acid isolation;PEG; NaCl; ethanol.

1. Đặt vấn đề

Với sự phát triển nhanh chóng của mảng sinh học phân tử, nhu cầu tìm ra phương pháp tách chiết các phân tử acid nucleic số lượng lớn, nhanh hơn, đơn giản hơn ngày càng cấp thiết, mà các phương pháp hóa học truyền thống phenol-cloroform không đáp ứng được. Trong lĩnh vực phân tách và tinh sạch sinh học, kỹ thuật sử dụng chất mang từ tính đang trở thành công cụ ngày càng phổ biến để tách các phân tử sinh học như acid nucleic, protein [2].

Những năm gần đây, hạt nano từ tính, cụ thể là hạt nano sắt từ được ứng dụng rộng rãi trong một số lĩnh vực của y sinh học, sinh học phân tử nhờ tính chất ưu việt của vật liệu nano từ [2], [8], [9]. Với mức kích thước nano, các hạt nano từ tính giúp cho chúng ta có thể thao tác ở qui mô phân tử và tế bào. So với vật liệu từ dạng khối, hạt nanosắt từ Fe3O4 có lực kháng từ rất nhỏ (gần bằng không) và từ độ bão hòa cao hơn nên chúng rất nhạy với sự thay đổi của từ trường bên ngoài [10].

Có hai hướng tạo hạt nano sắt từ: thứ nhất là nghiền vật liệu khối đến kích thước nano; thứ hai là tổng hợp hạt nano từ các nguyên tử. Cách thứ hai đang được sử dụng rộng rãi hơn so với cách thứ nhất vì hiệu suất cao, dễ thực hiện và dễ điều khiển kích thước hạt tạo thành [10]. Trong đó, phương pháp tiêu biểu của nguyên tắc này là phương pháp đồng kết tủa. Khi tổng hợp hạt nano sắt từ bằng phương pháp đồng kết tủa thì kích thước hạt phụ thuộc vào pH môi trường, nồng độ các tiền chất [8], [4].

Bên cạnh khả năng thu tách acid nucleic từ mẫu bằng hạt nano sắt từ, chất lượng và độ tinh sạch của các phân tử này cũng là một yếu tố quan trọng cần phải đảm bảo. Các hạt nano sắt từ có thể liên kết không chọn lọc với cả acid nucleic và protein. Do đó, quá trình thu tách acid nucleic cần sử dụng thêm chất giúp hấp phụ chọn lọc acid nucleic với hạt nano

sắt từ. Thông thường các phân tử protein chìa các nhóm ưa nước ra bề mặt, tạo nên khả năng tan trong nước của protein. Nồng độ muối cao là một yếu tố gây tủa protein, hạn chế sự hòa tan của protein trong môi trường [5]. Polyethylene glycol (PEG) có trọng lượng phân tử cao được nhận thấy có khả năng giảm sự hút bám của protein lên hạt nano sắt từ [6].

Từ các vấn đề nói trên, nghiên cứu được thực hiện hướng đến tìm ra phương pháp tách chiết acid nuleic, mà cụ thể ở đây là Deoxyribo Nucleic Acid (DNA) mới bằng hạt nano sắt từ tự tổng hợp tại phòng thí nghiệm. Phương pháp này nhanh hơn, đơn giản hơn, an toàn hơn so với phương pháp hóa học truyền thống.

2. Kết quả nghiên cứu và khảo sát

2.1. Tổng hợp hạt nano sắt từ

2.1.1. Khảo sát ảnh hưởng của oxy lên từ tính của hạt nano sắt từ

Hạt nano sắt từ được tổng hợp theo phương pháp đồng kết tủa dung dịch Fe2SO4 0,1 M và dung dịch FeCl3 0,2 M trong môi trường kiềm. Mỗi thí nghiệm tổng hợp được lập 3 lần.

Thí nghiệm được thực hiện ở pH = 12, nhiệt độ 60oC và khuấy từ 400 vòng/phút. Tỷ lệ mol Fe2+: Fe3+: OH- là 1:2:8. Dung dịch amoniac được dùng làm chất tạo môi trường kiềm và nhỏ giọt từ từ vào hỗn hợp dung dịch muối Fe2SO4 và FeCl3. Sản phẩm thu được sau phản ứng được rửa nhiều lần bằng nước cất đến khi pH nước rửa về 7 và bảo quản trong nước cất đã sục khí trơ.

Trong thí nghiệm 1 phản ứng thực hiện trong môi trường sục khí trơ. Ở thí nghiệm 2, phản ứng đồng kết tủa xảy ra trong điều kiện không sục khí trơ. Sản phẩm của thí nghiệm 1 và thí nghiệm 2 lần lượt gọi là MNP a và MNP b.

Phản ứng đồng kết tủa xảy ra trong thí nghiệm:

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 67

Fe2+ + 2Fe3+ + 8OH- Fe3O4 + 4H2O

Thời gian hạt nano sắt từ lắng xuống đáy bình thủy tinh và tạo ra sự phân lớp được dùng để so sánh sơ bộ tương đối kích thước và từ tính của MNP a và MNP b. Thời gian để nam châm hút sạch hạt sắt từ ra khỏi môi trường dùng để so sánh tương đối từ tính của hai mẫu sản phẩm.

Không có sự chêch lệch lớn về thời gian lắng của MNP a và MNP b. Tuy nhiên, mẫu MNP a bị hút bởi nam châm nhanh hơn so với mẫu MNP b.

2.1.2. Khảo sát ảnh hưởng của pH môi trường lên kích thước và từ tính hạt nano oxit sắt từ

Yếu tố pH môi trường được thay đổi tại các giá trị pH là 12; 12,3 và 12,6. Phản ứng tổng hợp được tiến hành trong điều kiện sục khí trơ, nhiệt độ môi trường nhiệt độ 60oC và khuấy từ 400 vòng/phút. Mỗi thí nghiệm được lặp 3 lần.

Ba thí nghiệm được thực hiện trong điều kiện không có oxi, nhiệt độ 60oC và khuấy từ 400 vòng/phút.

Bảng 1. Điều kiện của các hệ phản ứng

STT Thí

nghiệm Tỷ lệ mol

Fe2+:Fe3+:OH- pH môi trường

Ký hiệu sản phẩm

1 TN 1 1:2:8 12 MNP1

2 TN 2 1:2:16 12,3 MNP2

3 TN 3 1:2:32 12,6 MNP3

Về kích thước hạt, MNP 2 và MNP 3 có thời gian lắng lâu hơn MNP1. Sau 10 phút, MNP1 đã tách lớp rõ rệt.

Hình 1. Hạt nano sắt từ:(a)Huyền phù hạt nano sắt từ; (b) Hạt nano sắt từ sau thời gian lắng 10 phút

Hình 2. Hạt nano sắt từ:(a)-(b)Mẫu MNP1 Và MNP2 trước và sau khi bị nam châm hút; (c)-(d)Mẫu MNP2 và MNP3 trước

và sau khi bị nam châm hút

Về từ tính, MNP2 có từ tính mạnh nhất trong 3 mẫu sản phẩm. Sau 10 giây, hầu hết các hạt nano oxit sắt từ MNP2 đã bị hút lại bởi nam châm, trong khi MNP1 và MNP3 bị hút chậm hơn.

2.2. Tách chiết DNA bằng hạt nano sắt từ

Dịch tế bào vi khuẩn Bacillus subtilics sau khi nuôi qua đêm được thu nhận và tiến hành ly giải phá màng tế bào bằng

SDS. pH môi trường được duy trình bằng đệm TE 1X. Dịch ly giải được trộn đều với binding buffer (PEG 6000 10%, NaCl 1,5 M), rồi ủ với 1mg hạt nano sắt từ trong 10 phút. Tiếp theo, loại dịch, thu giữ hạt nano sắt từ và rửa lần 1 trong ethanol tuyệt đối, rửa lần 2 với ethanol 70%. Sau cùng, giải hấp DNA khỏi hạt nano sắt từ bằng đệm TE 1X, pH=8. Lượng DNA tách được đánh giá bằng phương pháp đo độ hấp thụ quang ở bước sóng A260 và A280 và phương pháp điện di.

2.2.1. Khảo sát ảnh hưởng của pH môi trường

Các giá trị pH môi trường khảo sát: 7, 8, 9 và 10 pH môi trường không ảnh hưởng rõ rệt lên lượng DNA vi khuẩn tách bằng hạt trần nano sắt từ. Lượng DNA thu được cao nhất khi pH môi trường bằng 8.Quan hệ giữa lượng DNA tách được và pH môi trường được thể hiện ở Hình 3.

DNA được coi là tinh sạch khi tỷ số A260/A280 nằm trong khoảng 1,8-2. Tại các mức pH khảo sát, DNA thu được đều chưa đạt yêu cầu tinh sạch.

Hình 3. Giá trị A260 và độ tinh sạch của DNA thu được khi tách ở các pH khác nhau

2.2.2. Khảo sát ảnh hưởng của thời gian ủ

Các thí nghiệm khảo sát được thực hiện ở pH = 8. Các giá trị khảo sát: 5 phút, 10 phút, 15 phút và 20 phút.

Tại các thời gian ủ khác nhau, lượng DNA thu được không có sự chênh lệch đáng kể.

Nhìn chung, DNA thu được chưa tinh sạch. Hình 4 biểu diễn các kết quả khảo sát thời gian ủ.

Hình 4. Giá trị A260 và độ tinh sạch của DNA khảo sát thời gian ủ

2.2.3. Khảo sát ảnh hưởng của nồng độ NaCl

Yếu tố pH và thời gian ủ được giữ cố định lần lượt ở pH = 8 và 5 phút. Các mức nồng độ NaCl được khảo sát là 1,5M; 2M; 2,5 M và 3M.

0,31 0,33 0,3 0,32

1,58 1,62 1,57 1,59

0

0,05

0,1

0,15

0,2

0,25

0,3

0,35

0,4

0,45

0,5

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

7 8 9 10

A2

60

A2

60/A

280

pH

A260 A260/A280

0,27 0,26 0,28 0,26

1,57 1,55 1,58 1,57

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

5 10 15 20

A2

60

A2

60/A

280

Thời gian ủ, phút

A260 A260/A280

68 Nguyễn Tường Vân, Phạm Thị Thu Vân, Ngô Diệu Quỳnh, Đặng Đức Long

Lượng DNA thu được tăng theo sự tăng nồng độ NaCl trong binding buffer, DNA tách được nhiều nhất tại nồng độ NaCl 3M (Hình 5).

Tỷ số A260/A280 tăng dần khi nồng độ NaCl khảo sát tăng. Tại giá trị khảo sát 2,5 M và 3M thì tỷ số A260/A280 nằm trong khoảng 1,8-2; DNA tách chiết đạt yêu cầu tinh sạch.

Hình 5. Giá trị A260 và độ tinh sạch của DNA thu được khi tách ở các nồng độ NaCl khác nhau

Hình 6. Kết quả điện di DNA tách từ tế bào vi khuẩn bằng các nồng độ NaCl khác nhau (Ghi chú:. M1, M2, M3 và M4 lần lượt là các sản phẩm tách tương ứng với nồng độ NaCl 3M; 2,5M;

2M và 1,5 M)

2.2.4. Khảo sát lượng hạt nano sắt từ cần sử dụng

Yếu tố pH, thời gian ủ và nồng độ NaCl được giữ cố định lần lượt ở pH = 8 và 15 phút và 3M.

Các băng DNA điện di có bề dày tăng dần từ mẫu a đến mẫu e. Điều này cho thấy lượng DNA thu được tăng dần với sự tăng lượng hạt sử dụng. Kết quả này phù hợp với giá trị độ hấp thụ quang mà các mẫu khi ở bước sóng A260.

Với kết quả thu được, có thể ước lượng tương đối lượng hạt nano sắt từ cần sử dụng để thu tách tối đa lượng DNA từ mẫu vi khuẩn có mật độ 109 tế bào/ml là 2,5-3 mg cho 1,5ml dịch nuôi cấy.

2.2.5. Khảo sát các nồng độ ethanol trong giai đoạn rửa tủa

Lượng DNA thu được khi rửa tủa bằng ethanol tuyệt đối cho giá trị A260 cao nhất; 0,63. Trong khi, lượng DNA thu được giảm dần khi sử dụng ethanol nồng độ thấp làm chất rửa; cụ thể là giá trị A260 của mẫu khi rửa với ethanol 99% và ethanol 70% đạt 0,55; mẫu rửa với ethanol 99% và ethanol 50% đạt 0,51. Trong khi đó, các mẫu đều đạt độ tinh sạch với tỷ số A260/A280 nằm trong khoảng 1,8-2,0.

2.2.6. Khảo sát ảnh hưởng của nhiệt độ lên khả năng thu hồi DNA

Các mức nhiệt độ khảo sát: 25oC, 37oC, 65oC. Yếu tố pH, thời gian ủ, nồng độ NaCl và nồng độ ethanol được giữ cố định lần lượt ở 8,15 phút, 3M và 99%.

Hình 7. Giá trị A260 và độ tinh sạch của DNA khi thu tách với các lượng hạt sắt từ khác nhau

Hình 8. Kết quả điện di các mẫu DNA tách bằng các lượng hạt nano sắt từ khác nhau.a,b,c,d và e: lần lượt là mẫu sử dụng các

lượng hạt sắt từ 0,5mg; 1mg; 1,5mg; 2mg; 2,5mg và 3mg.

Hình 9. Giá trị A260 và độ tinh sạch của DNA khi rửa tủa ở các nồng độ ethanol khác nhau

Hình 10. Kết quả điện di các mẫu DNA rửa với ethanol các nồng độ. 1, 2 và 3: lần lượt là mẫu rửa với ethanol 50%, 99% và 70%

0,160,22

0,29

0,38

1,59 1,64

1,85 1,92

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

1,5 2 2,5 3A

260

A2

60/A

280

Nồng độ NaCl, M

A260 A260/A280

0,47 0,48 0,52 0,55 0,55

1,9 1,94 1,93 1,93 1,95

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

00,20,40,60,8

11,21,41,61,8

2

1 1,5 2 2,5 3

A2

60

A2

60/A

280

Lượng hạt nano sắt từ, mg

A260 A260/A280

0,550,63

0,51

1,92 1,92 1,93

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

00,20,40,60,8

11,21,41,61,8

2

99-70 99-99 99-50

A2

60

A2

60/A

280

Nồng độ ethanol, %A260 A260/A280

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 69

Hình 11. Giá trị A260 và độ tinh sạch của DNA khi giải hấp ở các nhiệt độ khác nhau

Có sự giảm rõ rệt lượng DNA thu được khi tăng giá trị nhiệt độ giải hấp (Hình 11). Khi nhiệt độ giải hấp bằng 65oC, lượng DNA thu được chỉ còn bằng một nửa lượng DNA thu được khi giải hấp ở 25oC.

3. Bàn luận

3.1. Tổng hợp nano oxit sắt từ

3.1.1. Ảnh hưởng của oxy

Từ kết quả so sánh sản phẩm tổng hợp trong điều kiện có và không có oxy, có thể thấy là sự có mặt của oxy làm giảm từ tính của hạt sắt từ. Nguyên nhân của việc giảm từ tính có thể giải thích là do Fe3O4 bị oxi hóa một phần thành sắt(III) hydroxyt theo phản ứng sau:

4Fe3O4 + O2 + 18 H2O 12Fe(OH)3

3.1.2. Ảnh hưởng của pH môi trường

Bảng 2. pH môi trường trước và sau phản ứng

STT Hệ phản ứng

pH trước phản ứng

pH sau phản ứng

Tỷ lệ mol Fe2+:Fe3+:OH-

1 Hệ 1 12 8 1:2:8

2 Hệ 2 12,3 9 1:2:16

3 Hệ 3 12,6 9 1:2:32

Lực ion trong dung dịch phản ứng là một yếu tố ảnh hưởng tới độ từ hóa của hạt sắt từ. Môi trường phản ứng có lực ion cao hơn thì hạt sắt từ tạo thành có độ từ hóa thấp hơn [7]. Điều này đúng với kết quả thí nghiệm, MNP2 bị hút bởi nam châm nhanh hơn MNP3. Tuy nhiên MNP1 có từ tính yếu hơn MNP2, nguyên nhân có thể là do pH môi trường chưa đạt yêu cầu. pH môi trường sau phản ứng của hệ 1 là 8, thấp hơn mức tối thiểu cần thiết cho phản ứng pH = 9.

Kích thước hạt sắt từ phụ thuộc vào độ pH và lực ion trong môi trường. Lực ion và pH môi trường càng cao thì kích thước hạt càng nhỏ, bởi vì hai tham số này ảnh hưởng cấu trúc hóa học bề mặt tinh thể hạt sắt từ và dẫn đến sự tích điện bề mặt hạt [8]. Kết quả là MNP1 có thời gian lắng nhanh hơn MNP2 và MNP3.

3.2. Tách chiết DNA bằng hạt nano oxit sắt từ

3.2.1. Ảnh hưởng của pH môi trường

Yếu tố pH môi trường được khảo sát nhằm đánh giá sự ảnh hưởng đến khả năng keo tụ của hạt nano sắt từ với DNA và sự hấp phụ của protein với hạt nano sắt từ.

Về nguyên lý, mỗi loại protein bị tủa và tách khỏi pha nước tại giá trị pH đẳng điện (pI) tương ứng. Tại một giá

trị pH khảo sát có thể không biến tính hết các loại protein có trong dịch ly giải. Kết quả là protein với DNA cùng bị tách chiết, dẫn đến DNA thu được không tinh sạch.

Trong thời gian ủ, dịch ly giải và hạt nano sắt từ được vorted, DNA và hạt sắt từ kết khối lại với nhau dưới tác dụng của lực quay [3]. pH môi trường không ảnh hưởng đến sự kết khối này. Do vậy, lượng DNA thu được tại các giá trị pH khảo sát không có sự chênh lệch đáng kể.

3.2.2. Tác động của thời gian ủ

Để đảm báo tách được hầu hết DNA ra khỏi dịch ly giải, thời gian ủ được khảo sát. Từ Hình 5, có thể thấy sau khi ủ 5 phút thì lượng DNA bám vào hạt nano oxit sắt từ đạt lớn nhất và không đổi theo thời gian.

3.2.3. Ảnh hưởng của nồng độ muối

Dung dịch NaCl nồng độ cao đóng vai trò làm chất gây kết tủa protein. Các chuỗi PEG bao phủ bề mặt hạt nano sắt từ, từ đó hạn chế sự hút bám của protein [6]. Vì vậy, khi đã bị tủa thì protein không thể hấp thụ lên hạt nano sắt từ và DNA thu được sẽ không còn bị nhiễm protein.

3.2.4. Ảnh hưởng của nồng độ ethanol

Phức hệ DNA và hạt nano sắt từ sau khi thu tách cần được xử lý để loại các ion, chất bám sót lại. Ethanol với các nồng độ khác nhau được dùng làm chất loại rửa trong nghiên cứu này. Tuy nhiên, một vấn đề đặt ra là liệu DNA có bị rửa trôi, trong khi DNA có khả năng tan trong nước. Kết quả khảo sát cho thấy giả thiết đặt ra là đúng.

3.2.5. Ảnh hưởng của nồng độ nhiệt độ

Khi thêm đệm TE vào tủa để giải hấp, các phân tử nước sẽ tương tác với các phân tử DNA bằng liên kết hydro và phá bỏ sự hấp phụ giữa DNA và hạt sắt từ. Nhiệt độ cao giúp đẩy nhanh quá trình giải hấp, tuy nhiên, DNA dễ bị phân hủy ở nhiệt độ cao. Từ kết quả thu được thấy rằng lượng DNA thu được giảm khi nhiệt độ giải hấp tăng.

4. Kết luận

Với kết quả nghiên cứu đem lại, quy trình tổng hợp hạt sắt từ cơ bản đã hoàn chỉnh và tự tổng hợp được sản phẩm mong muốn.

Việc thu tách các phân tử acid nucleic, mà cụ thể là DNA, bằng hạt sắt từ tự tổng hợp cũng đã thành công; DNA tách được đạt yêu cầu tinh sạch. Phương pháp này hoàn toàn có thể mở rộng áp dụng cho việc tách chiết RNA trong mẫu phẩm sinh học khác như huyết thanh.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] A. Bandyopadhyay, S. Chatterjee and K. Sarkar (2011). “Rapid isolation of genomic DNA fromE. coli XL1 Blue strain approaching bare magnetic nanoparticles”. Current science, vol. 101, no. 2.

[2] An-Hui Lu, E. L. Salabas, and Ferdi Schuth (2007).” Magnetic Nanoparticles: Synthesis, Protection, Functionalization, and Application”, Angewandte Chemie Int., Vol 46, pp 1222 – 1244.

[3] Daniel C. Leslie, Jingyi Li, Briony C. Strachan, Matthew R. Begley, David Finkler, A. L. Bazydlo,N. Scott Barker, Doris M. Haverstick, Marcel Utz, and James P. Landers (2012)”, New Detection Modality for Label-Free Quantification of DNA in Biological Samples via Superparamagnetic Bead Aggregation”, Journal of the American Chemical Society Article, Vol 134, pp 5689−5696.

[4] http://vietsciences.free.fr/thuctap_khoahoc/thanhtuukhoahoc/chetaohatnanooxytsattutinh.htm

0,610,46

0,37

1,86 1,86 1,89

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,7

0,8

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

1,2

1,4

1,6

1,8

2

25 37 65

A2

60

A2

60/A

280

Nhiệt độ,oC

A260 A260/A280

70 Nguyễn Tường Vân, Phạm Thị Thu Vân, Ngô Diệu Quỳnh, Đặng Đức Long

[5] Lê NgọcTú (2002). Hóa sinh công nghiệp. Nhà xuất bản Khoa học Kỹ thuật, Hà Nội.

[6] Martina Pilloni, Julien Nicolas,Véronique Marsaud, Kawthar Bouchemal, Francesca Frongia, Alessandra Scano, Guido Ennas, Catherine Dubernet (2010)”. PEGylation and preliminary biocompatibility evaluation of magnetite–silicananocomposites obtained by high energy ball milling”, International Journal of Pharmaceutics, vol 401,pp 103–112.

[7] M. Mohapatra and S. Anand (2010), “Synthesis and applications of nano-structured iron oxides/hydroxides– a review”. International Journal of Engineering, Science and Technology, Vol. 2, No. 8, pp. 127-146.

[8] Pedro Tartaj, Marıa del Puerto Morales, Sabino Veintemillas-

Verdaguer, Teresita Gonzalez-Carre no and Carlos J Serna (2003). “TOPICAL REVIEW: The preparation of magnetic nanoparticles for applications in biomedicine”, Journal of physics d: applied physics, Institute of physics publishing.

[9] Sophie Laurent, Delphine Forge, Marc Port, Alain Roch, Caroline Robic, Luce Vander Elst and Robert N. Muller (2008), “Magnetic Iron Oxide Nanoparticles: Synthesis, Stabilization, Vectorization, Physicochemical Characterizations, and Biological Applications”, Chemical Reviews, Vol. 108, pp 2064-2110.

[10] Trần Yến Mi, Dương Hiếu Đẩu và Lê Văn Nhạn (2011). “Khảo sát ảnh hưởng của nồng độ tiền chất lên khích thước và từ tính hạt nano oxid sắt”. Tạp chí Khoa học Đại học Cần Thơ 2011:20b 272-280.

(BBT nhận bài: 20/07/2015, phản biện xong: 24/07/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 71

LỰA CHỌN THIẾT BỊ FACTS NHẰM CHỐNG CỘNG HƯỞNG DƯỚI ĐỒNG BỘ CHO NHÀ MÁY NHIỆT ĐIỆN VŨNG ÁNG I, II

SELECTION OF FACTS DEVICE TO PREVENT SUBSYNCHRONOUS RESONANCE AT VUNG ANG I, II THERMAL POWER PLANTS

Đinh Thành Việt1, Nguyễn Hồng Anh2, Lê Cao Quyền3, Trần Viết Thành3 1Đại học Đà Nẵng;dtviet@dut.udn.vn

2Đại học Quy Nhơn; nhanh@qnu.edu.vn 3Công ty CP TVXD Điện 4; lecaoquyen@gmail.com; tranvietthanh90@gmail.com

Tóm tắt - Bài báo nghiên cứu các dạng cộng hưởng dưới đồng bộđồng thời cảnh báo khả năng xảy ra hiện tượng này bởi các tổ máynhiệt điện cụm nhà máy điện Vũng Áng khi đưa vào vận hành trongcác trường hợp sự cố dao động trên hệ thống vào các năm 2015và 2020. Từ những cảnh báo này, bài báo đề xuất các giải phápđể chống lại hiện tượng cộng hưởng dưới đồng bộ bởi các thiết bịFACTS (Flexible Alternating Current Transmission System), sosánh các phương án về phương diện kỹ thuật lẫn kinh tế để lựachọn thiết bị nhằm giảm thiệt hại do hư hỏng mà cộng hưởng gâynên, đồng thời nâng cao sự ổn định của hệ thống điện. Phần mềmEMTP-RV được sử dụng để mô hình hóa các phần tử trong hệthống điện, phân tích các sự cố nguy hiểm thông qua các dạngsóng quá độ mô men của trục liên kết giữa các khối tuốc bin, daođộng công suất của máy phát cũng như lựa chọn thiết bị tối ưu.

Abstract - This paper investigates types of subsynchronousresonance and conducts warnings of subsynchronous resonancephenomenon by thermal units of Vung Ang thermal power plantsduring its operation in case of power swings for power system in2015 and 2020. From these warnings, the paper provides solutionsto subsynchronous resonance phenomenon by FACTS (FlexibleAlternating Current Transmission System) devices and comparescases technically and economically to reduce damage caused byresonance and improve stability of power system. EMTP-RVsoftware has been used to model elements of power system,analyze dangerous incidents via transient waveforms of turbineshaft torque, power swing of generator units and select equipmentoptimally.

Từ khóa - cộng hưởng dưới đồng bộ; quá độ; máy phát; FACTS;thiết bị.

Key words - subsynchronous resonance; transient; generator;FACTS; equipment.

1. Đặt vấn đề

Sử dụng tụ bù dọc là một giải pháp đơn giản và tối ưu trong quá trình vận hành và truyền tải điện xoay chiều nhằm nâng cao sự ổn định hệ thống, đồng thời tăng khả năng tải của đường dây... [5]. Tuy nhiên, các máy phát có thể gặp sự cố hư hỏng trục tuốc bin, gián tiếp gây nên mất ổn định hệ thống khi xảy ra hiện tượng cộng hưởng dưới đồng bộ (Subsynchronous Resonance - SSR) do tụ bù dọc gây nên. Vì vậy, với các nhà máy điện (NMĐ) khi hòa vào hệ thống cần phân tích và kiểm tra để tránh các trường hợp sự cố, thiệt hại không đáng có. Đối với hệ thống điện Việt Nam, dự kiến sẽ đưa (NMĐ) Vũng Áng I vào vận hành 2 tổ máy giai đoạn 2014, 2015 và Vũng Áng II năm 2020 [1]. Để hạn chế những thiệt hại có thể xảy ra do hiện tượng cộng hưởng dưới đồng bộ khi vận hành nhà máy, bài báo thực hiện phân tích trường hợp nguy hiểm trong các năm 2015, 2020 và so sánh những giải pháp nhằm chọn ra phương án tối ưu nhất.

2. Cấu trúc tuốc bin và các dạng cộng hưởng

Tuốc bin máy phát có một vài cơ cấu quay tương ứng với các cấp khác nhau của tuốc bin hơi, máy phát và bộ kích thích quay (nếu có). Các cơ cấu này không được nối cứng với nhau và làm việc như các lò xo. Đó là khi một mô men bên ngoài tác động lên đầu cuối của trục thì nó sẽ trượt [2]. Momen xoắn truyền thẳng trên trục tỷ lệ với sự lệch vị trí góc pha của trục ở hai đầu (Hình 2).

Hiện tượng cộng hưởng dưới đồng bộ (SSR) xuất hiện dưới hai dạng như sau [3]:

1. Tự kích thích (Self Excitation) (SSR ở trạng thái ổn định).

2. Mô men xoắn quá độ (Transient torques) (SSR ở trạng thái quá độ).

Hình 1. Cấu trúc “spring-mass” của hệ thống trục tuốc bin máy phát

2.1. Tự kích thích

Dòng tuần hoàn dưới đồng bộ đi vào các cực máy phát tạo ra thành phần điện áp đầu cực dưới đồng bộ. Thành phần điện áp này có thể duy trì các dòng điện tạo sự ảnh hưởng trong máy phát, gọi là hiện tượng tự kích thích. Có hai loại tự kích thích: (1) điện động rôto và (2) cơ điện động rôto liên quan đến các hiện tượng tương ứng là sự ảnh hưởng cảm ứng trên máy phát và tác động xoắn [4].

2.1.1. Sự ảnh hưởng cảm ứng trên máy phát (Induction Generator Effect)

Khi sức từ động quay tạo ra bởi dòng cảm ứng dưới tần số đồng bộ chuyển động chậm hơn tốc độ quay của rôto, điện trở của rôto (ở tần số dưới tần số đồng bộ) nhìn từ đầu cực phần ứng là điện trở âm. Khi biên độ của điện trở âm này vượt quá tổng giá trị điện trở của phần ứng và hệ thống tại tần số cộng hưởng thì gọi là sự tự kích thích.

2.1.2. Tác động xoắn (Torsional Interaction)

Sự dao động của rôto máy phát tại một tần số xoắn fm

72 Đinh Thành Việt, Nguyễn Hồng Anh, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành

sinh ra một thành phần điện áp cảm ứng ở tần số fem xác định bởi công thức:

fem=fo ± fm

Khi fem đạt đến gần giá trị fer mô men xoắn dưới đồng bộ tạo ra thành phần điện áp dưới đồng bộ có thể được duy trì. Sự ảnh hưởng lẫn nhau giữa hệ thống điện và hệ thống cơ này được xem là tác động xoắn.

Sự tác động xoắn có thể được xem như việc đưa vào điện trở âm trên phần ứng máy phát khi nhìn từ phía đầu cực. Sự ảnh hưởng này quan trọng hơn khi so sánh với ảnh hưởng cảm ứng trên máy phát.

Theo [1],tần số cộng hưởng được tính như sau:

e r''

Co

T E

Xf f

X X X

Trong đó:

X’’: Điện kháng siêu quá độ của máy phát;

XT: Điện kháng của máy biến áp;

Re + jXe: tổng trở đường dây;

Xc: Điện dung tụ bù dọc;

f0: Tần số điện công nghiệp.

2.2. Momen xoắn quá độ

Momen xoắn quá độ được sinh ra từ các nhiễu loạn của hệ thống. Nhiễu loạn là các trường hợp sự cố hay những thay đổi đột ngột trong mạng điện, kết quả của sự nhiễu loạn có thể kích thích momen xoắn trên rôto máy phát. Khi xuất hiện momen xoắn quá độ có biên độ lớn gây mỏi trục tuốc bin, làm giảm tuổi thọ của thiết bị. Quá trình mỏi sẽ được tích lũy lâu ngày, khi các trường hợp trên diễn ra. Độ mỏi tích lũy sẽ đạt đến ngưỡng và khả năng hình thành các vết nứt dẫn đến phá hỏng và gãy trục tuốc bin, không có khả năng phục hồi.

3. Khảo sát vấn đề và kết quả

Bài báo mô hình hóa hệ thống lưới điện 500kV, 220kV Việt Nam năm 2015, 2020 bằng chương trình EMTP-RV. Các thông số NMĐ than điển hình 600MW được xây dựng theo các đặc tính cơ, điện. Mô phỏng sự cố 3 pha chạm đất (Hình 2, 3) trên đường dây 500kV Hà Tĩnh-Vũng Áng với 2 trường hợp sau:

+ Trường hợp 1: Điểm sự cố gần trạm biến áp 500kV Vũng Áng.

+ Trường hợp 2: Điểm sự cố gần trạm biến áp 500kV Hà Tĩnh.

Hình2. Sơ đồ đấu nối và vị trí sự cố năm 2015

Hình 3. Sơ đồ đấu nối và vị trí sự cố năm 2020

Các kết quả mô phỏng được trình bày ở các Hình 4-11.

Hình 4. Dao động momen giữa các trục kết nối các khối tuốc bin máy phát NMĐ Vũng Áng I. Trường hợp 1- năm 2015

Hình 5. Dao động công suất ra máy phát với 2 trường hợp máy phát có/ không xét momen xoắn của tuốc bin NMĐ Vũng Áng I.

Trường hợp 1- năm 2015

Ở Hình 4 trục kết nối giữa khối áp suất thấp (LP) và khối áp suất trung (IP) xuất hiện momen giá trị khoảng 5pu. Biên độ của momen trên trục kết nối giữa máy phát (GEN) và khối áp suất thấp có giá trị khoảng 4pu ở 1s.

Theo Hình 5, khi không xét đến sự hư hỏng do momen xoắn giữa các khối áp suất thì sự dao động công suất của máy phát sẽ trở về trạng thái ổn định sau 2.5s.

Hình 6. Dao động momen giữa các trục kết nối các khối tuốc bin máy phát NMĐ Vũng Áng I. Trường hợp 2- năm 2015

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1-8

-6

-4

-2

0

2

4

6

time (s)

To

rqu

e (p

u)

GEN-LP

LP-IP

IP-HP

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

-1500

-1000

-500

0

500

1000

1500

time (s)

MW

Pe_SM1_with Shaft

Pe_SM1_without Shaft

0.1 0.2 0.3 0.4 0.5 0.6 0.7 0.8 0.9 1

-4

-3

-2

-1

0

1

2

3

time (s)

To

rqu

e (

pu

)

GEN-LP

LP-IPIP-HP

2 1

Đi Thạnh Mỹ

500kV Vũng Áng

2x450MVA

Vũng Áng I

2x600MW

Hà Tĩnh

Đi Nho Quan

Đi Dốc Sỏi

Đà Nẵng

2 1

Đi Thạnh Mỹ

500kV Vũng Áng

2x450MVA

Vũng Áng I

2x600MW

Hà Tĩnh

Đi NMĐ Nghi Sơn

Đi Dốc Sỏi

Đà Nẵng

Vũng Áng II

2x600MW

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 73

Hình 7. Dòng điện qua máy cắt 500kV đường dây Vũng Áng-Đà Nẵng. Trường hợp 2- năm 2015

Biên độ momen xoắn giữa trục liên kết LP-IP xét ở 1s khoảng 3pu, tuy nhỏ hơn so với trường hợp 1 nhưng xu hướng tăng dần theo thời gian (Hình 6). Dòng điện trên đường dây 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng dao động tăng dần theo thời gian vì xảy ra sự cộng hưởng dưới đồng bộ tại các tổ máy Vũng Áng.

Giai đoạn năm 2020, với sự cố trong trường hợp 1, 2, hiện tượng cộng hưởng dưới đồng bộ của 2 tổ máy phát Vũng Áng I, II vẫn xuất hiện. Với 2 tổ máy phát Vũng Áng II có đấu nối trực tiếp ở lưới 500kV, đối với trường hợp 1, biên độ momen xoắn giữa trục liên kết LP-IP xét ở 1s khoảng 5pu và đến khoảng 20pu ở 5s.

Hình 8. Dao động momen giữa các trục kết nối các khối tuốc bin máy phát NMĐ Vũng Áng II. Trường hợp 1- năm 2020

Hình 9. Dòng điện qua máy cắt 500kV đường Vũng Áng-Đà Nẵng. Trường hợp 1- năm 2020

Hình 10. Dao động momen giữa các trục kết nối các khối tuốc bin máy phát. Trường hợp 2- năm 2020

Hình 11. Dòng điện qua máy cắt 500kV đường dây Vũng Áng-Đà Nẵng. Trường hợp 2- năm 2020

Đối với trường hợp 2, biên độ momen xoắn giữa trục liên kết LP-IP nhỏ hơn trường hợp 1 và khoảng 15pu ở 5s.

Với những kết quả mô phỏng như trên có thể nhận thấy trong năm 2015 hiện tượng SSR đã xuất hiện trên hệ thống do sự trao đổi năng lượng giữa các tổ máy phát cụm nhiệt điện Vũng Áng và dàn tụ bù dọc cố định trang bị trên các cung đường dây Hà Tĩnh – Nho Quan và Nho Quan – Đà Nẵng. Ở năm 2020, trạm biến áp 500kV Nghi Sơn đi vào vận hành với việc đấu nối transit trên 2 mạch đường dây 500kV Nho Quan - Hà Tĩnh, sẽ không còn duy trì các dàn tụ bù 21.5 ohm ở Nho Quan và Hà Tĩnh. Nhưng hiện tượng SSR ở các NMĐ Vũng Áng I, II vẫn xảy ra do ảnh hưởng bởi các dàn tụ bù dọc 30 ohm đường dây 500kV Vũng Áng - Đà Nẵng.

4. Giải pháp chống cộng hưởng dưới đồng bộ cho NMĐ Vũng Áng

4.1. Ứng dụng TCSC trên lưới 500kV

Các dàn tụ bù 30 ohm-2000Atrên mạch đường dây 500kV Vũng Áng - Đà Nẵng được thay thế bằng một dàn TCSC 60 ohm lắp đặt tại Đà Nẵng. Mô phỏng loại trừ sự cố 3 pha chạm đất như trường hợp 1, 2 như ở trên với năm khảo sát là 2020.

Hình 12. Dao động momen giữa trục kết nối LP-IP của NMĐ Vũng Áng II với 2 trường hợp sử dụng TCSC và dùng tụ cố định

cho đường dây 500kV Vũng Áng - Đà Nẵng-Trường hợp 1

Khi sử dụng tụ bù dọc cố định, biên độ dao động xoắn khoảng 20pu ở 5s, trong khi đó khi sử dụng TCSC, giá trị này khoảng 0,6pu và khuynh hướng giảm dần theo thời gian.

Theo Hình 13 có thể nhận thấy sự dao động công suất của các tổ máy phát đi về trạng thái ổn định sau khoảng 3s khi sử dụng thiết bị TCSC. Ngược lại thì sự dao động có xu hướng tăng dần theo thời gian, khi chưa ứng dụng giải pháp TCSC.

Theo Hình 14 kết quả cho thấy TCSC góp phần làm giảm dao động xoắn của trục tuốc bin, đảm bảo không gây

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5

-8000

-6000

-4000

-2000

0

2000

4000

6000

8000

time (s)

Bra

nc

h c

urr

en

ts (

A)

VA_DN_m2a@is@1

VA_DN_m2b@is@1

VA_DN_m2c@is@1

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-30

-20

-10

0

10

20

time (s)

Tor

que

(p

u)

GEN-LP

LP-IP

IP-HP

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-8000

-6000

-4000

-2000

0

2000

4000

6000

8000

time (s)

Bra

nc

h c

urr

en

ts (

A)

VA_DN_m2a@is@1

VA_DN_m2b@is@1

VA_DN_m2c@is@1

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-20

-15

-10

-5

0

5

10

15

20

time (s)

To

rque

(p

u)

GEN-LP

LP-IP

IP-HP

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-6000

-4000

-2000

0

2000

4000

6000

time (s)

Bra

nch

cu

rren

ts (

A)

VA_DN_m2a@is@1

VA_DN_m2b@is@1

VA_DN_m2c@is@1

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-30

-20

-10

0

10

20

time (s)

To

rqu

e (

pu

)

LP-IP with TCSC

LP-IP with Cap.Fix

74 Đinh Thành Việt, Nguyễn Hồng Anh, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành

ra hiện tượng gãy trục, khi sử dụng thiết bị này lắp đặt trên đường dây Vũng Áng – Đà Nẵng.

Hình 13. Dao động công suất phát tổ máy 1 Vũng Áng II với 2 trường hợp sử dụng TCSC và dùng tụ cố định cho đường dây

500kV Vũng Áng -,Đà Nẵng-Trường hợp 1

Hình 14. Dao động momen giữa các trục kết nối các khối tuabin máy phát Vũng Áng II khi lắp TCSC cho đường dây 500kV

Vũng Áng - Đà Nẵng - Trường hợp 2

4.2. Ứng dụng SVC trên lưới 500kV

Hình 15. Vị trí dự kiến lắp đặt trạm SVC

Đối với việc sử dụng SVC xem xét xây dựng trạm SVC lắp đặt giữa đường dây 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng khu vực tỉnh Quảng Trị. Các dàn tụ bù 30 ohm-2000A ở 2 đầu Vũng Áng và Đà Nẵng sẽ nối tắt hoặc thu hồi. Dung lượng SVC được tính toán sao cho lượng công suất truyền tải trên 2 mạch đường dây 500kV từ Vũng Áng đi Đà Nẵng vẫn đảm bảo duy trì tương tự như trường hợp đường dây 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng có lắp tụ bù dọc (Hình 15).

Hình 16, 17 trình bày momen xoắn trên trục tuốc bin máy phát Vũng Áng II khi sử dụng SVC lắp đặt trên đường dây 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng với kịch bản loại trừ sự cố 3 pha chạm đất trên đường dây 500kV Hà Tĩnh-Vũng Áng ở trường hợp 1 và trường hợp 2.

Hình 16. Dao động momen giữa các trục kết nối các khối tuốc bin máy phát Vũng Áng II. Trường hợp 1- năm 2020

Hình 17. Dao động momen giữa các trục kết nối các khối tuốc bin máy phát Vũng Áng II. Trường hợp 2- năm 2020

Tính toán đến 5s, biên độ momen xoắn lớn nhất ghi nhận trên trục GEN-LP ở trường hợp 1 khoảng gần 1pu và ở trường hợp 2 ghi nhận trên trục LP-IP là 0.5pu. Biên độ này giảm dần theo thời gian. Như vậy, SVC trong trường hợp này đảm bảo khả năng dập tắt dao động xoắn trên trục tuốc bin sau thời gian quá độ.

Hình 18. Dao động công suất phản kháng đẩy lên lưới 500kV của SVC cho 2 trường hợp loại trừ sự cố- năm 2020

Hình 19. Điện áp đo lường đầu vào của SVC cho 2 trường hợp loại trừ sự cố- năm 2020

Thực chất SVC này có nhiệm vụ hỗ trợ công suất phản kháng giữa đường dây, thay thế các tụ bù dọc trên 2 mạch

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-1000

-500

0

500

1000

1500

time (s)

Po

wer

(MW

)

Pe_SM4-with TCSC

Pe_SM4-with Cap.Fix

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-3

-2

-1

0

1

2

time (s)

To

rqu

e (

pu

)

GEN-LP

LP-IP

IP-HP

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-4

-3

-2

-1

0

1

2

time (s)

Torq

ue

(pu)

GEN-LPLP-IP

IP-HP

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-2.5

-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

1

1.5

time (s)

To

rqu

e (

pu

)

GEN-LP

LP-IPIP-HP

0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2-1

0

1

2

3

4

5

6

x 108

time (s)

Q (

VA

R)

Q-SVC-case1

Q-SVC-case2

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 50

0.2

0.4

0.6

0.8

1

1.2

1.4

time (s)

Vo

tage

(pu

)

SVC_1/SVC_controller/vmes-case2

SVC_1/SVC_controller/vmes-case1

SVC

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 75

đường dây 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng, đảm bảo khả năng truyền tải trên 2 mạch đường dây 500kV này như đường dây có bù dọc. Do 2 mạch đường dây 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng không còn tụ bù dọc nên sẽ không có ảnh hưởng SSR cho các NMĐ Vũng Áng. Các kết quả mô phỏng sử dụng giải pháp SVC được trình bày ở các Hình 18-20.

Hình 20. Dao động công suất ra máy phát Vũng Áng II với 2 trường hợp sự cố -năm 2020

4.3. Lựa chọn phương án chống cộng hưởng dưới đồng bộ

Hai phương án tính toán dùng SVC và TCSC đều đảm bảo khả năng chống lại dao động cộng hưởng dưới đồng bộ của cụm NMĐ Vũng Áng I, II, do vậy việc lựa chọn phương án sẽ được xem xét trên phương diện kinh tế.

Theo [6], [7] chi phí cho thực hiện xây dựng SVC và TCSC với dung lượng S (MVAr) được cho bởi các hàm sau:

0,0003*S2-0,0351*S+127,38 (US$/KVAR) (4-1)

0,0015*S2-0,0713*S+153,75(US$/KVAR) (4-2)

Hình 21. Đường cong chi phí SVC và TCSC theo dung lượng

Lắp đặt 01 bộ TCSC-60 ohm-2000A tương ứng dung lượng 720MVAr có chi phí khoảng 110.7 triệu USD. Lắp đặt 02 bộ TCSC cho 02 mạch đường dây 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng sẽ có tổng chi phí khoảng 221,4 triệu USD.

SVC dung lượng +500/-200MVAr có chi phí khoảng 63,69 triệu USD. Xem xét xây dựng trạm 500kV SVC đấu nối đến 2 mạch đường dây 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng với khoảng cách 5km (suất đầu tư: 01 triệu USD/km). Trạm 500kV SVC Quảng Trị sẽ có số module 500kV là 09 (55 triệu USD). Tổng chi phí cho dự án SVC khoảng 63.69 + 55 + 10 = 128,9 triệu USD.

Như vậy, lắp đặt SVC sẽ có chi phí bằng 0,58 lần so với lắp đặt TCSC.

Ngoài ra mô hình điều khiển TCSC cho vấn đề chống lại SSR sẽ không dùng được cho mô hình điều khiển nâng cao ổn định hệ thống, mặc dù TCSC là thiết bị FACTS có khả năng duy trì ổn định hệ thống rất tốt và đây thường là nhiệm vụ chính của thiết bị này khi xem xét lắp đặt trên hệ thống.

Đối với SVC, ngoài chức năng chống lại SSR, SVC cũng góp phần nâng cao ổn định hệ thống. Bên cạnh đó, khả năng truyền tải trên lưới 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng sẽ được nâng đến khả năng phát nhiệt của đường dây 500kV là 2650A (so với trước đây khả năng này bị giới hạn bởi dòng tải định mức của các dàn tụ bù dọc 2000A).

Vì vậy, bài báo đề xuất lựa chọn SVC là giải pháp chống cộng hưởng dưới đồng bộ cho cụm NMĐ Vũng Áng.

5. Kết luận

Qua các kết quả phân tích nhận thấy khi có sự cố ở nhiều cung đường trên đường dây 500kV, sẽ dẫn đến xuất hiện SSR tại nhà máy nhiệt điện Vũng Áng do sự ảnh hưởng của các dàn tụ bù dọc. Bài báo này đưa ra cảnh báo vấn đề cộng hưởng xảy ra ở NMĐ Vũng Áng I, II cũng như đưa ra phương án sử dụng SVC để ngăn ngừa hiện tượng cộng hưởng này.

Việc lắp đặt Trạm 500kV SVC tại điểm giữa đường dây 500kV Vũng Áng-Đà Nẵng thay thế các dàn tụ bù dọc 30 ohm-2000A không những ngăn chặn hiện tượng cộng hưởng dưới đồng bộ gây gãy trục các NMĐ Vũng Áng mà còn đảm bảo gia tăng công suất truyền tải tốt hơn cho lưới điện liên kết Bắc-Trung.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Lê Cao Quyền, Lê Quang Long, Nguyễn Đức Ninh, “Nghiên cứu giải pháp chống cộng hưởng dưới đồng bộ cho cụm nhà máy điện Vũng Áng khi đường dây 500kV Vũng Áng – Đà Nẵng có lắp tụ bù dọc”, Hội nghị khoa học và công nghệ điện lực toàn quốc 2014 trang: 147 – 156, Năm 2014.

[2] IEEE SSR Working Group, "Proposed Terms and Definitions for Subsynchronous Resonance," IEEE Symposium on Countermeasures for Subsynchronous Resonance, IEEE Pub. 81TH0086-9-PWR, 1981, p92-97.

[3] Power system dynamics stability and control by K R PADIYAR, Second Editor, BS Publications, 2008.

[4] “A Bibliography for the Study of Subsynchronous Resonance Between Rotating Machines and Power Systems”, IEEE Transactions on Power Apparatus and Systems, Vol. PAS-95, No. 1, pp. 216-218, Jan.-Feb. 1976.

[5] Kilgore, L. A., D. G. Ramey, and W. H. South, "The Dynamic Filter and OtherSolutionsto the Subsynchronous Resonance Problem", Proc. Am. Power Conf.,37, 1975, pp.923-929.

[6] Srinivasa Rao Kamala, Kalyan Kumar Boddeti “Placement of FACTS for Improving Total Transfer Capability, Reducing System Loss with Minimum Investment Cost Using Particle Swarm Optimization”, International Electrical Engineering Journal (IEEJ) Vol. 4 (2013) No. 2, pp. 1071-1078 ISSN 2078-2365.

[7] A. Esmaeili Dahej, S. Esmaeili, A. Goroohi, “Optimal Allocation of SVC and TCSC for Improving Voltage Stability and Reducing Power System Losses using Hybrid Binary Genetic Algorithm and Particle Swarm Optimization”, Canadian Journal on Electrical and Electronics Engineering Vol. 3, No. 3, March 2012.

(BBT nhận bài: 11/05/2015, phản biện xong: 03/06/2015)

0 0.5 1 1.5 2 2.5 3 3.5 4 4.5 5-1000

-500

0

500

1000

1500

time (s)

Pow

er

(MW

)

Pe_SM4-case2

Pe_SM4-case1

0.00

10.00

20.00

30.00

40.00

50.00

60.00

70.00

80.00

90.00

100.00

110.00

120.00

130.00

0 50 100 150 200 250 300 350 400 450 500 550 600 650 700 750

MVAR

Tr.USD

Cost of SVC (USD)

Cost of TCSC (USD)

76 Cao Phi Bằng

NGHIÊN CỨU ĐẶC ĐIỂM VÀ SỰ BIỂU HIỆN CỦA CÁC GEN

-CYANOALANINE SYNTHASE CỦA CÂY SẮN (MANIHOT ESCULENTA CRANTZ) BẰNG CÁC PHƯƠNG PHÁP TIN SINH HỌC

RESEARCHING CHARACTERISTICS AND EXPRESSIONS OF -CYANOALANINE SYNTHASE GENES IN THE CASSAVA (MANIHOT ESCULENTA CRANTZ) VIA

BIOINFORMATIC METHODS

Cao Phi Bằng

Trường Đại học Hùng Vương, Phú Thọ; phibang.cao@hvu.edu.vn

Tóm tắt - Ở thực vật bậc cao, -cyanoalanine synthase (CAS) làenzyme chìa khóa trong sự giải độc HCN. Trong công trình này,chúng tôi xác định được hai gen mã hóa cho CAS trong hệ gencủa cây sắn nhờ sử dụng các phương pháp tin sinh học. CácCAS của cây sắn có mức độ tương đồng cao với các CAS củamột số loài thực vật đã biết. Cả hai CAS của cây sắn đều có chínintron. Các protein có khối lượng khoảng 40 kDa, có trị số pI cao,đều mang các tín hiệu khu trú ở ti thể. Các amino acid quan trọngvới hoạt tính enzyme như vị trí gắn với PLP hay trung tâm phảnứng có tính bảo thủ cao ở cả hai CAS của cây sắn. Phân tích câydi truyền cho thấy các CAS của cây sắn rất gần gũi với gentương đồng ở cây cao su. Kết quả khảo sát biểu hiện gen chothấy cả hai gen đều có mã phiên trong mô sinh dưỡng ở điềukiện thường. Ngoài ra, gen MesCAS1 còn mã phiên ở mô sinhdưỡng của cây được đặt trong điều kiện thiếu nước.

Abstract - -cyanoalanine synthase (CAS) is a key enzyme in thedetoxification of HCN in high-rank plants. In this study, weidentified two genes encoded for CAS in the cassava genome byemploying bioinformatics methods. The cassava CASs werehighly similar to the CASs in other known plant species. Bothcassava CAS genes had 9 introns in total. The predictedpolypeptides encoded by cassava CAS genes had a mass of 40kDa, a high pI value, and carried mitochondria localizationsignals. The important enzyme-like amino acids in PLP-boundsites or the reaction centre, were highly conservative in bothCASs of the cassava. The phylogenetic tree analysis showed thatthe CASs of the cassava were very close to their orthologs inrubber trees. The survey results showed that both CAS genes ofthe cassava were encoded in its vegetative tissues under normalconditions. In addition, the MesCAS1 gene encoded in thevegetative tissues of plants under water shortage conditions.

Từ khóa - -cyanoalanine synthase; cây sắn; biểu hiện gen; cấutrúc gen; cây di truyền; tin sinh học.

Key words - -cyanoalanine synthase; cassava; geneexpression; gene structure; phylogenetic tree; bioinfomatic.

1. Đặt vấn đề

Cây Sắn (Manihot esculenta Crantz) thuộc họ Euphorbiaceae, có nguồn gốc từ Nam Mỹ, được trồng khắp vùng nhiệt đới và cận nhiệt đới châu Phi, châu Á và châu Mỹ. Sắn là cây trồng quan trọng thứ 6 trên thế giới chỉ sau cây lúa mì, cây lúa gạo, cây ngô, cây khoai tây và cây lúa mạch. Ở Việt Nam, cây sắn là một trong 4 cây lương thực chính, có diện tích trồng đứng thứ 3 sau lúa và ngô với sản lượng trung bình đạt trên 8 triệu tấn/năm (FAO 2008). Tất cả các bộ phận của sắn đều có thể sử dụng và sắn là nguồn cung cấp lương thực cho khoảng 800 triệu người trên toàn cầu. Sắn là cây chịu hạn và ít đòi hỏi về điều kiện canh tác [1]. Với hàm lượng tinh bột cao (20-40%), cây sắn là một nguồn năng lượng ước muốn cho nhu cầu của con người và đặc biệt là trong công nghiệp nhiên liệu sinh học. Do có vai trò lớn đối với con người, hệ gen của cây sắn đã được giải trình tự vào năm 2012 [11]. Tuy nhiên, sự có mặt với hàm lượng cao của cyanua là một trở ngại đối với việc sử dụng sắn [10].

Trong cơ thể thực vật, cyanua là đồng sản phẩm của

quá trình sinh tổng hợp ethylene [2]. -cyanoalanine synthase (CAS, EC 4.4.1.9) được biết là enzyme chìa khóa trong sự giải độc HCN ở thực vật bậc cao. Enzyme này xúc tác cho phản ứng: L-cysteine + HCN

-cyanoalanine + H2S. Enzyme này là một enzyme phụ thuộc pyridoxal. Về mặt cấu trúc, enzyme này có chứa trung tâm hoạt động là một Lysine, ngoài ra còn có chứa nhiều amino acid quan trọng giữ vai trò tương tác với pyridoxal phosphat hoặc với amino acid. Gen mã hóa cho

enzyme này lần đầu được tách dòng vào năm 2000 [7], sau đó, gen này tiếp tục được nghiên cứu nhiều hơn bởi một số tác giả khác [3], [6], [15].

Trong công trình này, chúng tôi hướng tới việc xác định các gen mã hóa cho các CAS trong hệ gen của cây sắn. Cấu trúc và các đặc tính hóa-lí, cấu trúc cũng như sự biểu hiện của các gen CAS ở loài cây này cũng được chúng tôi nghiên cứu nhờ sử dụng các phương pháp tin sinh học. Kết quả nghiên cứu góp phần bổ sung những hiểu biết về nhóm gen tham gia vào sự giải độc cyanua của cây sắn.

2. Giải quyết vấn đề

2.1. Cơ sở dữ liệu về các trình tự hệ gen và EST ở cây sắn

Trình tự hệ gen của cây sắn được lấy từ Prochnik [11]. Dữ liệu gồm 85665 EST của cây sắn được lấy từ dữ liệu mở NCBI (http://www.ncbi.nlm.nih.gov/nucest/?term=txid3983[Organism:exp])

2.2. Xác định các gen thuộc họ -cyanoalanine synthase ở cây sắn

Gen AtcysC1 mã hóa CAS của cây Arabidopsis thaliana [7] được dùng làm khuôn dò để tìm kiếm các gen tương đồng trên dữ liệu nucleotide toàn hệ gen của cây sắn nhờ chương trình TBLASTN.

2.3. Xây dựng cây di truyền

Các protein CAS được sắp dãy bằng MAFFT [8]. Cây di truyền được xây dựng từ các CAS của cây sắn và của một số thực vật khác nhờ sử dụng phần mềm MEGA5 [12].

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 77

2.4. Phân tích các đặc điểm hóa - lí

Các đặc điểm vật lí, hóa học của các protein được phân tích bằng các công cụ của ExPASy [4]. Cấu trúc exon/intron được xây dựng nhờ GSDS 2.0 [5]. Cấu trúc không gian của phân tử protein được xây dựng nhờ Phyre2 [9].

2.5. Khảo sát sự biểu hiện gen

Sự biểu hiện của các gen được phân tích nhờ việc đếm các EST trong tập hợp EST mở của cây sắn.

3. Kết quả nghiên cứu và bàn luận

3.1. Xác định gen -cyanoalanine synthase ở cây sắn

Bảng 1. Các gen thuộc họ CAS của cây sắn và đặc điểm của chúng

Tên gen Tên locus Kích thước

gen (bp)

Chiều dài

protein (aa)

Khối lượng protein (kDa)

pI G

RA

VY

Chỉ số

béo

MesCAS1 cassava4.1_009789m

2722 371 40,43 9,08 -0,157 81,78

MesCAS2 cassava4.1_010021m

2530 370 40,16 8,94 -0,153 85,92

Bảng 2. So sánh từng cặp protein CAS của cây sắn với các gen tương đồng của một số thực vật khác

Protein

Mes

CA

S1

Mes

CA

S2

MdC

AS

1

MdC

AS

2

BpC

AS

HbC

AS

Atc

ysC

1

Gm

CA

S

MesCAS1 - 87% 79% 79% 85% 91% 76% 82%

MesCAS2 87% - 80% 80% 86% 91% 76% 84%

Chú thích: Md = Malus domestica (cây táo), Bp = Betula pendula (cây bulo), Hb = Hevea brasiliensis (cây cao su), At = Arabidopsis thaliana, Gm = Glycine max (cây đậu tương).

Để xác định các gen mã hóa CAS ở cây sắn, chúng tôi đã sử dụng phương pháp tìm gen tương đồng trên toàn hệ gen của cây sắn với protein CAS của cây A. thaliana (AtcysC1) [7] là khuôn dò. Kết quả chúng tôi đã xác định được hai gen mã hóa cho các CAS của cây sắn (Bảng 1).

Các CAS của cây sắn có chứa trình tự amino acid tương ứng với vùng bảo thủ của họ các enzyme phụ thuộc pyridoxal phosphat (PF00291). Các CAS của cây sắn rất giống với các CAS được biết ở loài khác, mức độ giống nhau từ 76% tới 91% khi so sánh các protein (Bảng 2).

3.2. Đặc điểm các -cyanoalanine synthase ở cây sắn

Hai CAS của cây sắn có đặc điểm rất tương đồng, gen có chiều dài 2722 và 2530 lần lượt đối với MesCAS1 và MesCAS2. Hai gen này mã hóa không liên tục với 9 intron (Hình 1), mã hóa cho hai protein có chiều dài 371 và 370 amino acid, tương ứng với khối lượng 40,43 và 40,16 kDa. Cả hai protein này đều có tính kiềm với giá trị

pI lần lượt đạt 9,08 và 8,94, ưa nước (GRAVY 0) và có chỉ số béo cao (Bảng 1). Các đặc điểm này tương tự như các CAS đã biết của một số thực vật khác như A. thaliana [7], cây đậu tương [15] hay cây táo [6].

Hình 1. Cấu trúc exon/intron của các gen -cyanoalanine synthase của cây sắn

Hình 2. Cây di truyền được xây dựng từ các CAS của cây sắn và của một số thực vật khác

3.2. Phân tích cây di truyền và tiến hóa của các gen

-cyanoalanine synthase

Cây di truyền được xây dựng từ các protein CAS của một số loài thực vật hiện biết khẳng định mức độ giống nhau rất cao giữa hai CAS của cây sắn so với của các loài khác, giống nhất so với CAS của cây cao su. Hai CAS của cây sắn nằm trên cùng nhánh và có mức tương đồng cao cho phép đặt giả thuyết về một sự kiện nhân gen dẫn tới sự hình thành hai gen này. Hiện tượng này cũng thấy rõ đối với hai gen CAS của cây táo hay của cây khoai tây (Hình 2). Cây di truyền cũng thể hiện rằng các gen CAS của cây hai lá mầm và cây một lá mầm xếp thành hai nhóm riêng biệt.

3.3. Các motif bảo thủ và cấu trúc của các

-cyanoalanine synthase ở cây sắn

Khi sắp dãy các CAS của cây sắn cùng với của một số loài khác cho thấy cả hai CAS của cây sắn đều mang các motif bảo thủ và các amino acid giữ vai trò rất quan trọng đối với hoạt tính enzyme (Hình 3). Lysine (trung tâm phản ứng xúc tác), các amino acid gắn với PLP (motif PxxSV/IKDR) và gắn với cơ chất cystein đều có mặt ở cả hai CAS của cây sắn. Kết quả sắp dãy này hoàn toàn phù hợp với kết quả phân tích cây di truyền. Các kết quả này gợi ý về sự bảo thủ cao của các enzyme CAS trong thế giới thực vật bậc cao.

Cấu trúc không gian của cả hai enzyme CAS của cây sắn được chúng tôi xây dựng nhờ sử dụng phần mềm Phyre2 (Hình 4). Cấu trúc bậc hai của cả hai enzyme này

có chứa nhiều xoắn và nhiều chuỗi . Cấu trúc trúc bậc hai của các CAS của cây sắn tương đồng với của cây đậu tương [15]. Trong cấu trúc bậc hai dự đoán nhờ Phyre2,

cả hai CAS của cây sắn có 12 xoắn và 11 chuỗi . Đầu N-terminal của cả hai MesCAS được bắt đầu bằng 2 xoắn

, kế tiếp là 2 chuỗi . Ở vùng trung tâm, trung tâm phản

ứng lysine (K) là một phần của xoắn thứ 3. Vùng này

gồm nhiều cấu trúc / (xoắn được nối tiếp bởi chuỗi

). Cấu trúc / kéo lặp lại ở đầu C-terminal.

78 Cao Phi Bằng

Hình 3. Kết quả sắp dãy các protein CAS của cây sắn Dấu đánh dấu các amino acid bảo thủ, amino acid giữ vai trò trung tâm phản ứng (K) được đánh dấu bằng nền xám và đóng

trong ô, các amino acid gắn với PLP và amino acid lần lượt được đánh dấu bằng kí tự béo đậm và béo nghiêng đậm, nền xám

Hình 4. Mô hình 3D cấu trúc không gian của các CAS của cây sắn với các cấu trúc xoắn (cuộn xoắn) và chuỗi (mũi tên)

3.4. Khảo sát sự biểu hiện gen -cyanoalanine synthase ở cây sắn

Các EST tương ứng của các gen CAS của cây sắn được tìm kiếm bằng phương pháp TBLASTN từ tập hợp 85.665 EST của loài này. Chúng tôi thu được 5 EST tương ứng với mỗi gen. Cả hai gen CAS của cây sắn đều

có EST có nguồn gốc từ hỗn hợp mô sinh dưỡng (lá và rễ) của cây sắn được trồng trong điều kiện thường, trong đó MesCAS1 có 2 EST và MesCAS2 có 5 EST. Riêng gen MesCAS1 còn có 3 EST có nguồn gốc từ hỗn hợp mô lá, mô phân sinh đỉnh, rễ và củ của cây sắn được đặt trong điều kiện thiếu nước (Bảng 3). Những nghiên cứu về sự biểu hiện các gen CAS ở thực vật hiện còn chưa nhiều. Sự biểu hiện của CAS có thể liên quan đến quá trình chín của quả táo. Ở cây táo, hai gen MdCAS1 và MdCAS2 biểu hiện ở các giai đoạn phát triển của quả [6]. Ở quả táo giai đoạn phát triển thứ hai, ehtylene và vết thương cũng cảm ứng sự biểu hiện hai gen này [6]. Ở cây bulo, gen BpCAS cũng được cảm ứng bởi ethylene và ozone [13]. Tuy nhiên, sự biểu hiện của CAS lại không liên quan đến sự rụng lá cũng như các điều kiện bất lợi của môi trường ở cây A. thaliana [14].

Bảng 3. Sự biểu hiện của các gen -cyanoalanine synthase của cây sắn

Gen Số

lượng EST

Mã số EST Mô

MesCAS1 5

DB931394.1

DB948853.1

Hỗn hợp lá và rễ ở các giai đoạn phát triển khác nhau

DV456106.1

DV457590.1

CK644310.1

Hỗn hợp lá, mô phân sinh đỉnh, rễ và củ ở cây thiếu nước

MesCAS2 5

DB929065.1

DB930779.1

DB920269.1

DB946819.1

DB948326.1

Hỗn hợp lá và rễ ở các giai đoạn phát triển khác nhau

4. Kết luận

Trong công trình này, nhờ sử dụng các phương pháp tin sinh học, chúng tôi đã xác định và phân tích hai gen CAS ở trong hệ gen của cây sắn. Chúng tôi đã xác định các đặc điểm lí-hóa và cấu trúc của gen và các protein suy diễn tương ứng. Các motif và các amino acid bảo thủ giữ vai trò quan trọng đối với hoạt tính enzym đã được tìm thấy trong cả hai protein CAS của cây sắn (như trung tâm phản ứng, vị trí gắn với PLP…). Cây di truyền cho thấy các CAS của cây sắn rất giống với gen tương đồng ở cây cao su. Khi khảo sát sự biểu hiện của các gen CAS ở cây sắn bằng cách đếm các EST trong ngân hàng EST hiện có của cây sắn, chúng tôi tìm thấy các EST tương ứng của cả hai gen CAS, các EST này có nguồn gốc từ hỗn hợp mô sinh dưỡng của cây sắn trồng trong điều kiện thường. Đặc biệt, chúng tôi tìm thấy 2 EST tương ứng với gen MesCAS1 có nguồn gốc từ hỗn hợp các mô sinh dưỡng của cây sắn được trồng trong điều kiện thiếu nước. Kết quả nghiên cứu này sẽ mở đường cho việc tách dòng gen và phân tích chức năng của các gen CAS ở cây sắn.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Ceballos H., Okogbenin E., Pérez J.C., López-Valle L.A.B., Debouck D. (2010), Cassava Root and tuber crops, Springer: 53-96.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 79

[2] Dorling S.J., McManus M.T. (2012), The Fate of ACC in Higher Plants Annual Plant Reviews Volume 44 (pp. 83-115): Wiley-Blackwell.

[3] Garcia I., Castellano J.M., Vioque B., Solano R., Gotor C., Romero L.C. (2010), Mitochondrial beta-cyanoalanine synthase is essential for root hair formation in Arabidopsis thaliana, Plant Cell, 22(10), 3268-3279.

[4] Gasteiger E., Hoogland C., Gattiker A., Wilkins M. R., Appel R.D., Bairoch A. (2005), Protein identification and analysis tools on the ExPASy server The proteomics protocols handbook (pp. 571-607): Springer.

[5] Guo A.Y., Zhu Q.H., Chen X., Luo J.C. (2007), GSDS: a gene structure display server, Yi Chuan, 29(8), 1023-1026.

[6] Han S., Seo Y., Kim D., Sung S.K., Kim W. (2007), Expression of MdCAS1 and MdCAS2, encoding apple β-cyanoalanine synthase homologs, is concomitantly induced during ripening and implicates MdCASs in the possible role of the cyanide detoxification in Fuji apple (Malus domestica Borkh.) fruits, Plant Cell Reports, 26(8), 1321-1331.

[7] Hatzfeld Y., Maruyama A., Schmidt A., Noji M., Ishizawa K., Saito K. (2000), β-Cyanoalanine Synthase Is a Mitochondrial Cysteine Synthase-Like Protein in Spinach and Arabidopsis, Plant Physiology, 123(3), 1163-1172.

[8] Katoh K., Standley D.M. (2013), MAFFT multiple sequence

alignment software version 7: improvements in performance and usability, Mol Biol Evol, 30(4), 772-780.

[9] Kelley L.A., Sternberg M.J. (2009), Protein structure prediction on the Web: a case study using the Phyre server, Nat Protoc, 4, 363-371.

[10] Padmaja G. (1995), Cyanide detoxification in cassava for food and feed uses, Crit Rev Food Sci Nutr, 35(4), 299-339.

[11] Prochnik S., Marri P.R., Desany B., et al. (2012), The Cassava Genome: Current Progress, Future Directions, Tropical Plant Biology, 5(1), 88-94.

[12] Tamura K., Peterson D., Peterson N., Stecher G., Nei M., Kumar S. (2011), MEGA5: molecular evolutionary genetics analysis using maximum likelihood, evolutionary distance, and maximum parsimony methods, Mol Biol Evol, 28(10), 2731-2739.

[13] Vahala J. Ruonala, R. Keinanen, M. Tuominen H., Kangasjarvi J. (2003), Ethylene insensitivity modulates ozone-induced cell death in birch, Plant Physiol, 132(1), 185-195.

[14] Yamaguchi Y., Nakamura T., Kusano T., Sano H. (2000), Three Arabidopsis genes encoding proteins with differential activities for cysteine synthase and beta-cyanoalanine synthase, Plant & cell physiology, 41(4), 465-476.

[15] Yi H., Juergens M., Jez J.M. (2012), Structure of soybean beta-cyanoalanine synthase and the molecular basis for cyanide detoxification in plants, Plant Cell, 24(6), 2696-2706.

(BBT nhận bài: 06/07/2015, phản biện xong: 27/07/2015)

80 Đoạn Chí Cường, Phạm Tài Minh, Hồ Đắc Thái Hoàng, Lê Văn Hoàng, Võ Thị Hồng Linh

HIỆN TRẠNG VÀ SỰ BIẾN ĐỘNG RỪNG NGẬP MẶN TẠI HUYỆN NÚI THÀNH, TỈNH QUẢNG NAM GIAI ĐOẠN 1990 - 2010

STATUS AND FLUCTUATIONS OF MANGROVE FOREST IN NUI THANH DISTRICT, QUANG NAM PROVINCE IN PERIOD 1990 - 2010

Đoạn Chí Cường1, Phạm Tài Minh1, Hồ Đắc Thái Hoàng2, Lê Văn Hoàng3, Võ Thị Hồng Linh4 1Trường Đại học Sư phạm, Đại học Đà Nẵng; doanchicuong@gmail.com, phamtaiminhdn@gmail.com

2Viện Tài nguyên Môi trường – Đại học Huế; hodacthaihoang@huaf.edu.vn 3Sở Khoa học Công nghệ Quảng Nam; hoangle68@gmail.com 4 Sở Tài nguyên Môi trường Quảng Nam; vthlinh@gmail.com

Tóm tắt - Bài báo trình bày một số kết quả nghiên cứu về hiệntrạng và biến động rừng ngập mặn tại huyện Núi Thành, tỉnhQuảng Nam trong giai đoạn 1990 – 2010. Kết quả cho thấy, rừngngập mặn tại huyện Núi Thành có diện tích 105,57 ha, tập trungphân bố tại các vùng cửa sông, bãi triều cao với thành phần gồm25 loài thuộc 19 họ thực vật; trong đó có 13 loài thực vật chính thứcvà 12 loài thực vật tham gia rừng ngập mặn. Cấu trúc tổ thành loàicó sự biến động theo điều kiện môi trường. Cụ thể, sự phân bốcủa các loài có xu hướng xa dần theo độ mặn tính từ cửa sông.Trong giai đoạn 1990 – 2010, tuy có sự biến động rất lớn về diệntích rừng ngập mặn, nhưng không cho thấy có sự biến động vềthành phần loài. Biến động trong phân bố của các loài đó là sự thaythế cây Mắm lớn, Đước, Bần trong giai đoạn 1990 – 2000 bằngcây Mắm quăn trong giai đoạn 2005 – 2010.

Abstract - This paper presents some study results of the status andfluctuations of mangroves in Nui Thanh district, Quang Nam provincefrom 1990 to 2010. The results shows that mangroves in Nui Thanhdistrict have an area of 105.57 ha. The distribution of most specieswas in estuaries and high alluvial ground with 25 species belongingto 19 families, including 13 official-species and 12 joined-specieswhich constitute a community of mangroves. Species compositionstructure is highly variable according to environmental conditions.Inparticular, the distribution of the species tend to recede under salinityfrom the river mouth. In the period 1990 - 2010, although there wasa huge variation in mangrove area, there did not appear any variationin species composition. Fluctuations in the distribution of the specieswere the replacement of big-Mam, Duoc, and Ban in the period 1990- 2000 by curly-Mam in the period 2005 - 2010.

Từ khóa - rừng ngập mặn; Đước; Mắm; Bần; huyện Núi Thành. Key words - mangroves; Sonneratiaceae; Rhizophoraceae;Avicenniaceae; Nui Thanh district.

1. Đặt vấn đề

Huyện Núi Thành nằm ở phía hạ lưu của các con sông như Trường Giang, Tam Kỳ, Ba Túc, sông Trầu…, vì vậy nơi đây có diện tích đất ngập nước tương đối lớn. Các con sông ở đây có lưu lượng nhỏ và đổ qua cửa An Hòa, Cửa Lở. Chính yếu tố này đã tạo cho Núi Thành có hình dạng của một đầm phá đặc trưng, trong đó rừng ngập mặn (RNM) là một hệ sinh thái điển hình của dạng thành tạo này. Do nằm ở khu vực kín gió, được che chắn bởi xã đảo Tam Hải, kết hợp với thể nền và chế độ triều thuận lợi đã hình thành nên những cánh RNM rất phong phú, đa dạng và có vai trò rất to lớn đối với đời sống của người dân địa phương thuộc 13/17 xã, thị trấn của huyện Núi Thành.

Từ lâu, người dân huyện Núi Thành đã biết cách khai thác và sử dụng các sản phẩm từ RNM đem lại. Họ xem đó như một nguồn sinh kế và luôn có ý thức bảo tồn loại tài nguyên này. Tuy nhiên, kể từ sau năm 1990, phong trào nuôi tôm thâm canh phát triển, người dân đã ồ ạt khai thác RNM để lấy diện tích làm đầm nuôi tôm, vì vậy diện tích RNM tại địa phương bị suy giảm một cách đáng kể. Kết quả là diện tích các hồ nuôi tôm ngày càng tăng, nhưng năng suất lại giảm, đời sống người dân gặp nhiều khó khăn, trong khi đó sản phẩm từ RNM đã bị cạn kiệt và môi trường bị suy thoái nghiêm trọng do ảnh hưởng của chất thải từ ngành nuôi tôm cũng như các hoạt động khác trên địa bàn.

Đứng trước hiện trạng khai thác và sử dụng nguồn tài nguyên RNM không hợp lý đó, việc nghiên cứu biến động cũng như tác động của các bên liên quan, từ đó đề ra các biện pháp quản lý, khai thác và sử dụng một cách hiệu quả

tài nguyên RNM tại địa phương không những có ý nghĩa về mặt bảo tồn thiên nhiên và đa dạng sinh học, mà còn có ý nghĩa quan trọng đối với việc ứng phó với biến đổi khí hậu và mực nước biển dâng.

2. Phương pháp nghiên cứu

2.1. Phương pháp thu thập số liệu

Tiến hành thu thập số liệu thông qua phương pháp điều tra trên văn bản, tài liệu, số liệu, trong đó chú trọng tới điều kiện tự nhiên – kinh tế, xã hội, hiện trạng rừng, thảm thực vật, diện tích các hồ và số hộ dân nuôi tôm, hệ thống đê ven sông và cửa biển, diện tích đất ngập nước,… tiến hành phân tích và tổng hợp những vấn đề liên quan đến nội dung nghiên cứu.

2.2. Phương pháp xử lý số liệu

Vị trí và hiện trạng được xác định trên bản đồ và máy GPS. Vùng hiện trạng và diện tích của các giai đoạn 1990, 2000, 2005, 2010 được cập nhật trên bản đồ, sau đó được số hóa trên phần mềm ArcView Gis 3.2b. Biến động diện tích và biến động cấu trúc tổ thành loài cũng như cấu trúc hình thái RNM được xác định bằng phương pháp on-field-meeting.

Sự phân bố và diện tích RNM được xác định dựa vào bản đồ nền quy hoạch 3 loại rừng của Chi cục Kiểm lâm để số hóa bản đồ. Sau đó, vùng phân bố được khoanh vẽ và tính toán diện tích qua công cụ Xtool của phần mềm ArcView Gis 3.2b.

Sử dụng phương pháp tự động hóa của Lê Hạ (2006) để tính biến động diện tích RNM thông qua khả năng chồng ghép các lớp bản đồ của ArcView Gis 3.2b, xây dựng lớp bản đồ

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 81

biến động qua các giai đoạn 1990 – 2000; 2000 – 2005; 2005 – 2010. Phân tích ảnh vệ tinh Landsat 7 vào các thời điểm 1990, 2000, 2005 và 2010 để đánh dấu sự biến động diện tích và độ đầy của hệ sinh thái RNM tại địa bàn nghiên cứu.

Sử dụng phương pháp time-line và phương pháp villages history để đánh giá và ghi nhận lại các biến động đặc biệt liên quan đến RNM theo thời gian trước 1990 đến 2010.

3. Kết quả và thảo luận

3.1. Hiện trạng RNM tại huyện Núi Thành

3.1.1. Diện tích và sự phân bố RNM

Kết quả điều tra và khảo sát trên các tuyến nghiên cứu cho thấy, hiện trạng RNM tại huyện Núi Thành nằm phân tán quanh các đầm nuôi tôm, bãi bồi dọc hạ lưu sông Trường Giang và quanh vũng An Hòa. RNM tập trung chủ yếu ở các khu vực ngoài đê và các vùng không có đê (Bảng 1).

Bảng 1. Diện tích và sự phân bố RNM huyện Núi Thành

Địa điểm Diện tích (ha) Ghi chú

TT. Núi Thành 1,19 Ngoài đê

Tam Giang 29,75 Ngoài đê

Tam Hải 22,5 Ngoài đê

Tam Quang 2,83 Ngoài đê

Tam Hiệp 1,13 Ngoài đê

Tam Hòa 6,53 Ngoài đê

Tam Mỹ Đông 7,53 Ngoài đê

Tam Nghĩa 18,57 Trong đê

Tam Tiến 0,32 Ngoài đê

Tam Anh Bắc và Nam 12,65 Ngoài đê

Tam Xuân 1 và 2 2,72 Ngoài đê

Tổng 105,37

Tổng diện tích RNM huyện Núi Thành là 105,37 ha, trong đó tập trung lớn nhất ở xã Tam Giang (29,75 ha), Tam Hải (22,5 ha) và Tam Nghĩa (18,57). Diện tích tập trung dọc theo phía ngoài đê là 86,8 ha (chiếm 82,37%) và ở những vùng trong đê là 18,57 ha (chiếm 17,63%). Phần lớn rừng ở địa phương đã có từ xưa đến nay và một số mới được tái phục hồi tự nhiên trên các đìa nuôi tôm bị bỏ hoang từ sau những năm 2006.

Sự phân bố RNM trải dài từ cửa sông, nơi có nền bùn tương đối nhão lên tới các khu vực ít bị ảnh hưởng bởi thủy

triều. Đồng thời, thành phần loài cây cũng có sự thay đổi. Tại các khu vực cửa sông, ven biển, nơi có độ chế độ triều và độ mặn cao thì có quần xã Mắm (Thị trấn Núi Thành, Tam Hải, Tam Giang, Tam Quan, Tam Hiệp và Tam Hòa), rồi đến quần xã Bần (Xã Tam Hải, Tam Giang), quần xã Đước, Vẹt trụ (Tam Hiệp, Tam Hòa, Tam Anh Nam, Tam Anh Bắc, Tam Xuân 2). Ở các vùng bãi bồi có tỷ lệ cát cao và ít chịu ảnh hưởng của thủy triều có quần xã Giá và Mớp sát (Tam Giang, Tam Hòa, Tam Hiệp, Tam Anh Nam, Tam Anh Bắc, Tam Xuân 1, Tam Xuân 2). Đặc biệt tại xã Tam Nghĩa và Tam Mỹ Đông, nơi ít bị ảnh hưởng bởi chế độ triều thì có sự tồn tại và phát triển của quần xã Dừa nước điển hình, bên cạnh đó còn có sự phát triển của các loài như Ô rô và Ráng.

Sự phân vùng theo hướng dọc sông lên thượng nguồn được Myer (1935) [5] mô tả là một chuỗi kế tiếp các quần xã ven bờ chạy dọc sông lên phía thượng nguồn. Các quần xã này không chỉ được xác định bởi các nhân tố thổ nhưỡng và dòng chảy đi qua, mà còn phụ thuộc vào bề rộng của bãi triều và khoảng cách tính từ biển. Kết quả này phù hợp với những nghiên cứu về diễn thể sinh thái và phân bố địa lý RNM trong nhiều công trình nghiên cứu ở Việt Nam của Phan Nguyên Hồng và cộng sự (1991, 1997, 1999) [2-4]; đồng thời phù hợp với nghiên cứu về hệ sinh thái RNM tại cửa sông Gianh, tỉnh Quảng Bình của Trần Trung Thành và cộng sự (2010) [7].

Tóm lại, RNM tại huyện Núi Thành chủ yếu tập trung ở phía ngoài đê. Những diện tích còn phát triển tốt như hiện nay chủ yếu là rừng nguyên sinh và một phần rừng tái sinh tại các đầm nuôi tôm bị bỏ hoang trong thời gian từ 2006 với tổ thành cây ngập mặn điển hình như Mắm, Bần, Đước, Giá, Mớp sát,Dừa nước. RNM tại huyện Núi Thành qua quá trình thích nghi với môi trường đã có sự phân hóa và phân bố theo vùng, tạo thành các tiểu vùng có đặc trưng nhóm loài khác nhau, phân bố từ những vùng có bãi triều thấp, nền bùn tương đối nhão đến những bãi bồi ít ngập triều theo hướng dọc sông lên phía thượng nguồn.

3.1.2. Đặc điểm cấu trúc rừng ngập mặn tại huyện Núi Thành

a. Thành phần loài cây ngập mặn

Danh mục thành phần loài thực vật có mặt ở huyện Núi Thành trình bày tại Bảng 2.

Bảng 2. Danh mục loài thực vật RNM tại huyện Núi Thành

TT Họ thực vật Tên loài thực vật Dạng

sống Nhóm TV Tên VN Tên khoa học Tên khoa học Tên VN

I 1 Họ Mắm Avicenniaceae Avicennia marina Vierth Mắm biển G TVC

2 Avicennia lanata Ridl Mắm quăn G TVC

3 Avicennia officinalis L. Mắm đen G TVC

II 4 Họ Đước Rhizophoraceae Rhizophora stylosa Griff Đước vòi G TVC

5 Rhizophora apiculata Đước đôi G TVC

6 Bruguiera cylindrical L. Vẹt trụ G TVC

III 7 Họ Bần Sonneratiaceae Sonneratia caseolaris L. Bần chua G TVC

IV 8 Họ Thầu Dầu Euphorbiaceae Excoecaria agallocha L. Giá Gb TVC

V 9 Họ Bìm Bìm Convolvulaceae Imomoea pes–caprate L. Muống biển DL TVTG

VI 10 Họ Bàng Combretaceae Lumnitzera racemosa Willd Cóc vàng G/Gb TVC

VII 11 Họ Ráng Pteridaceae Acrostichum aureum L. Ráng C TVC

VIII 12 Họ Bông Malvaceae Thespesia populnea L. Tra biển G TVTG

82 Đoạn Chí Cường, Phạm Tài Minh, Hồ Đắc Thái Hoàng, Lê Văn Hoàng, Võ Thị Hồng Linh

IX 13 Họ Rau đắng đất Aizoaceae Sesuvium portulacastrum L. Sam biển hải châu Cmn TVTG

X 14 Họ Trúc đào Apocynaceae Cerberra manghas L. Mớp sát G TVTG

XI 15 Họ Lúa Poacece Cynodon Dadylon L. Cỏ gà C TVTG

XII 16 Họ Đậu Leguminosae Derris trifoliata Lour Cốc kèn DL TVTG

XIII 17 Họ Cúc Asteraceae Pluchea indica L. Cúc Tần C TVTG

18 P.Pteropoda Hemsl Cỏ lức C TVTG

XIV 19 Họ Cói Cypegaceae Cyperus malacenis Lam Lác, Cói C TVTG

20 C. tagetiformis Roxb Lác chiếu C TVTG

XV 21 Họ Măng cụt Guttiferae Calophyllum inophyllum L. Mù u G TVTG

XVI 22 Họ Dứa sợi Pandanaceae Pandanus odoratissimus L. Dứa gai G TVTG

XVII 23 Họ Cau Arecaceae Nypa fruticans Dừa nước G TVC

XVIII 24 Họ Ô rô Acanthaceae Acanthus iliciforlius Corn Ô rô Bu TVC

XIX 25 Lớp Dương xỉ Polypodiopsida Cyclosorus parasiticus L. Dương xỉ C TVTG

Tổng số 19 25

Trong đó: Bu: cây bụi; G: cây gỗ; Gb: Gỗ dạng bụi; DL: dây leo; C: cây thân cỏ; Cmn: cỏ mọng nước; TVC: Thực vật chính thức; TVTG: thực vật tham gia.

Kết quả ở Bảng 2 cho thấy, hệ thực vật ngập mặn ở đây có 25 loài thuộc 19 họ thực vật. Trong đó có 13 loài chính thức và 12 loài thực vật tham gia RNM. Nghiên cứu của Phan Nguyên Hồng (1999) [4] về thực vật ngập mặn Việt Nam có 106 loài thực vật ngập mặn, trong đó 35 loài thực vật ngập mặn chính thức và 71 loài thực vật ngập mặn tham gia thuộc 47 họ. Như vậy, các loài thực vật chính thức ở đây chỉ chiếm 34,3% tổng số cây ngập mặn thực thụ ở Việt Nam. Nghiên cứu của Hoàng Văn Thơi (2005) [9] về cấu trúc thảm thực vật tại RNM tại Cà Mau có 72 loài thuộc 40 họ, trong đó nhóm cây ngập mặn thực thụ bao gồm 23 loài thuộc 12 họ và nhóm loài cây tham gia gồm có 49 loài thuộc 28 họ.

Kết quả nghiên cứu của Trần Trung Thành (2010) [7] về hệ sinh thái RNM tại cửa sông Gianh, tỉnh Quảng Bình cho thấy có 23 loài, thuộc 17 họ thực vật, trong đó nhóm cây ngập mặn thực thụ bao gồm 12 loài thuộc 8 họ và nhóm loài cây tham gia gồm có 11 loài thuộc 9 họ. Như vậy, só sánh với những nghiên cứu trên cho thấy, hệ thực vật tại huyện Núi Thành có tính đa dạng thành phần loài và mang đầy đủ đặc trưng của các loài thực vật ngập mặn.

b. Đặc điểm về cấu trúc tổ thành loài

Việc nghiên cứu cấu trúc tổ thành sẽ làm cơ sở cho việc đề xuất giải pháp nhằm bảo vệ và phát triển RNM. Đặc điểm về cấu trúc tổ thành loài được trình bày tại Bảng 3.

Bảng 3. Công thức tổ thành ở một số vị trí điều tra

Vị trí Khoảng cách so

với cửa sông (km) Quần xã Công thức

Xã Tam Hải 0 Mắm lớn – Bần – Mắm quăn – Đước – Vẹt

4,06ML + 3,02B + 2,04Mq + 0,76Đ + 0,12V

Xã Tam Giang 2,3 Mắm quăn – Bần – Giá – Mắm lớn – Đước

8,6Mq + 0,64B + 0,41G + 0,18ML + 0,17Đ

Thị trấn Núi Thành 3,1 Mắm quăn – Đước – Bần 7,62 + 1,78 + 0,6B

Xã Tam Hòa 5 Mắm quăn – Mắm lớn – Đước – Bần 3,66Mq + 3,56ML + 0,172Đ + 0,106B

Xã Tam Nghĩa 8 Dừa nước – Ráng 9,8DN + 0,2R

Trong đó: Đ: Đước; B: Bần; Mq: Mắm quăn; ML: Mắm lớn; V: Vẹt; DN: Dừa nước; R: ráng; Ms: Mớp sát.

Kết quả nghiên cứu cho thấy, tổ thành RNM tại các địa điểm nghiên cứu có sự thay đổi tùy theo các tiểu vùng sinh thái. Tại xã Tam Hải, ở quần xã Mắm lớn – Bần – Mắm quăn – Đước – Vẹt cho thấy cây Mắm lớn chiếm tỷ lệ cao nhất (40,06%), tiếp theo là cây Bần (30,02%) và cây Mắm quăn (20,04%), trong khi đó Đước và Vẹt chiếm tỷ lệ thấp theo thứ tự là 7,6% và 1,2 %. Tại xã Tam Giang, tổ thành loài có sự khác biệt so với Tam Hải. Tại đây cây Mắm quăn chiếm tỷ lệ rất cao (86%), trong khi đó Bần, Giá, Mắm lớn và Đước chiếm tỷ lệ thấp hơn rất nhiều với tỷ lệ lần lượt là 6,4%, 4,1%, 1,8% và 1,7%. Tương tự, tại Tam Hòa và thị trấn Núi Thành thì tổ thành loài cũng không có sự khác biệt so với xã Tam Giang, đồng thời cây Mắm quăn vẫn chiếm tỷ lệ rất lớn. Tại xã Tam Nghĩa, loài Dừa nước chiếm ưu thế gần như tuyệt đối (98%), cây Ráng chỉ chiếm tỷ lệ rất thấp (2%) nằm ven phía ngoài và những chổ trống của rừng Dừa nước.

Như vậy, tại vị trí điều tra các loài chủ yếu như Mắm quăn, Bần, Mắm lớn, Đước, Dừa nước chiếm ưu thế về tổ thành. Đồng thời, cấu trúc tổ thành có sự khác nhau giữa các vị trí nghiên cứu.

3.2. Biến động RNM tại huyện Núi Thành

3.2.1. Biến động về diện tích

Trước đây, RNM mặn tại Núi Thành có sự phân bố rất rộng với diện tích tương đối lớn. Tuy nhiên, theo thời gian diện tích RNM bị giảm dần, trong đó giai đoạn 1990 – 2000 diện tích bị suy giảm lớn nhất (385,795 ha). Kết quả nghiên cứu tại các xã có RNM thuộc huyện cho thấy xã Tam Giang, Tam Hòa và Tam Hải là những xã có diện tích RNM lớn và cũng bị suy giảm lớn nhất trong giai đoạn 1990 – 2000, còn giai đoạn 2000 – 2010 có sự suy giảm không đáng kể (Bảng 4).

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 83

Bảng 4. Diện tích rừng ngâp mặn huyện Núi Thành qua các năm nghiên cứu

Khu vực nghiên cứu Diện tích rừng ngâp mặn (ha)

1990 2000 2005 2010

Thị trấn Núi Thành 24,22 1,54 2,23 1,19

Xã Tam Giang 184,26 55,28 42,69 29,75

Xã Tam Hải 106,68 64,49 18,32 22,15

Xã Tam Quang 22,80 12,38 4,99 2,83

Xã Tam Hiệp 41,78 10,84 1,19 1,13

Xã Tam Hòa 113,32 26,41 7,16 6,53

Xã Tam Mỹ Đông 14,90 9,56 8,22 7,53

Xã Tam Nghĩa 56,62 38,88 24,82 18,57

Xã Tam Tiến 0,45 0 0,10 0,32

Xã Tam Anh Bắc và Nam 43,16 12,62 12,80 12,65

Xã Tam Xuân 1 và 2 9,64 0 0,80 2,72

Tổng 617,78 232,01 123,32 105,57

Đối chiếu kết quả về diện tích RNM với số liệu nuôi trồng thủy sản của Phòng Nông nghiệp và Phát triển Nông thôn Núi Thành giai đoạn 1990 – 2010 cho thấy có sự tương quan nhất định. Trong khi diện tích RNM bị suy giảm thì diện tích các hồ nuôi tôm lại tăng lên đáng kể, trong đó giai đoạn 1990 – 2000 diện tích các hồ nuôi tôm trên toàn huyện tăng cao nhất, kết quả này tỷ lệ nghịch với diện tích RNM tại Núi Thành [8]. Như vậy, nguyên nhân gây suy giảm diện tích RNM tại Núi Thành có thể có liên quan rất lớn đến hoạt động nuôi trồng thủy sản trên địa bàn huyện.

Ngoài sự suy giảm do tác động của hoạt động nuôi trồng thủy sản thì sự suy giảm do sự biến động số lượng quần thể RNM trong tự nhiên cũng là một trong những nguyên nhân. Trong đó, phần diện tích bị suy giảm lớn hơn so với phần diện tích RNM gia tăng dưới tác động tổng hợp của các nguyên nhân trên, nên kết quả cho thấy tổng diện tích RNM vẫn giảm dần qua thời gian. Sự biến động diện tích RNM theo thời gian tại các khu vực nghiên cứu được thể hiện ở Hình 1.

Hình 1. Sự biến động diện tích RNM huyện Núi Thành qua các giai đoạn từ 1990 – 2010

Diện tích RNM tại Núi Thành có sự biến động rất lớn theo thời gian và vị trí nghiên cứu. Sự biến động này diễn ra theo xu hướng suy giảm và gia tăng một cách song hành, trong đó phần diện tích bị suy giảm lớn hơn phần diện tích gia tăng, vì vậy tổng diện tích RNM ở giai đoạn sau thấp hơn so với giai đoạn trước. Cụ thể, tổng diện tích RNM huyện Núi Thành trong giai đoạn 1990 – 2000 bị suy giảm 448,7 ha, trong khi đó, tổng diện tích gia tăng là 102,9 ha

(giảm 385,8 ha). Tương tự, giai đoạn 2005 – 2010 tổng diện tích rừng giảm là 61,12 ha, tổng diện tích RNM tăng chỉ là 43,27 ha (giảm 18 ha).

Sự biến động diện tích RNM diễn ra hầu hết ở các xã nghiên cứu, trong đó sự biến động diễn ra lớn nhất ở xã Tam Giang, Tam Hải, Tam Hòa và Thị trấn Núi Thành. Ở các xã còn lại sự biến động vẫn diễn ra nhưng không đáng kể. Ngoài ra, sự biến động tại các xã qua các khoảng thời gian khác nhau cũng có sự khác nhau. Cụ thể tại xã Tam Hải, giai đoạn 1990 – 2000 diện tích bị suy giảm 42,19 ha, trong khi đó, giai đoạn 2005 – 2010 diện tích tăng 3,84 ha. Như vậy, RNM tại huyện Núi Thành có sự biến động rất lớn trong giai đoạn 1990 – 2010.

3.2.2. Biến động thành phần loài cây

Kết quả nghiên cứu cho thấy không có sự biến động về thành phần loài cây RNM tại huyện Núi Thành trong giai đoạn 1990 - 2010. Trong tổng số 25 loài thuộc 15 họ có mặt tại địa phương, có 12 loài thực vật ngập mặn chính thức và 13 loài tham gia RNM thì các loài này đã tồn tại trên địa bàn Núi Thành từ trước đến nay. Trong đó Mắm lớn, Mắm quăn, Đước, Bần và Dừa nước là những quần thể chiếm ưu thế, những loài cây còn lại như Tra biển, Ráng, Vẹt, Mớp sát, Giá, Muống Biển, Dứa gai, Ô rô,… tùy vào điều kiện tự nhiên mà phân bố ở các khu vực khác nhau. Lý giải cho sự ổn định trên, chúng tôi nhận thấy có 2 nguyên nhân chủ yếu như sau:

Giai đoạn từ năm 1990 – 2000: Người dân địa phương khai thác RNM để lấy diện tích nuôi trồng thủy sản (tôm sú, cua, cá,…) làm RNM suy giảm 512 ha trên tổng số 617 ha, vì vậy diện tích cũng như điều kiện tự nhiên không thuận lợi cho cây ngập mặn sinh trưởng và phát triển. Mặt khác, khoảng thời gian từ năm 1990 đến năm 2000 là tương đối ngắn, không đủ để có loài mới xuất hiện một cách tự nhiên, do đó tổ thành loài cây ngập mặn tại huyện Núi Thành trong giai đoạn này có tính chất ổn định.

Giai đoạn từ năm 2000 – 2010: Mặc dù giai đoạn này người dân có trồng cây ngập mặn ở một số khu vực quanh các đìa nuôi tôm, nhưng các loài được người dân lựa chọn là các loài đã có mặt tại địa phương như Đước, Mắm và Dừa nước. Bên cạnh đó, không có dự án nào được đầu tư

488.7

186.67

61.12102.9

77.943.27

0

100

200

300

400

500

600

GĐ 1990 - 2000 GĐ 2000 - 2005 GĐ 2005 - 2010Giai đoạn nghiên cứu (năm)

Diệ

n t

ích

(h

a)

Diện tích suy giảm

Diện tích gia tăng

84 Đoạn Chí Cường, Phạm Tài Minh, Hồ Đắc Thái Hoàng, Lê Văn Hoàng, Võ Thị Hồng Linh

và trồng các loài cây ngập mặn mới tại địa phương trong thời gian này. Vì vậy, thành phần loài cây ngập mặn tại Núi Thành không có sự thay đổi. Kết quả nghiên cứu trên phù hợp với báo cáo của Ủy ban nhân dân tỉnh Quảng Nam 2010 về đánh giá tình Hình 3 năm thực hiện Quyết định số 79/QĐ-TTg ngày 31/5/2007 của Thủ tướng Chính phủ (2007 – 2010) trên địa bàn tỉnh [6].

3.2.3. Biến động sự phân bố rừng RNM

Kết quả nghiên cứu cho thấy rằng, sự phân bố cây RNM tại huyện Núi Thành giai đoạn 1990 – 2010 có sự biến động, tuy nhiên sự biến động này diễn ra trên quy mô nhỏ và chủ yếu theo hình thức diễn thế nguyên sinh. Khu vực diễn ra sự biến động chủ yếu tại các xã Tam Giang, Tam Hải, Tam Anh Bắc và Thị trấn Núi Thành.

Giai đoạn trước những năm 1990 đến năm 2000, cây RNM tại xã Tam Giang, Tam Hải, Tam Hòa, Tam Hiệp, Tam Quan, Tam Anh Bắc, Tam Anh Nam, Tam Xuân 1, 2 và Thị trấn Núi Thành chủ yếu là Đước, Mắm Lớn và Bần phân bố ở khu vực ngập nước; Tra biển, Mớp sát và Giá phân bố ở khu vực phía sát mép nước, ít bị ngập và phía bờ. Giai đoạn từ 2000 – 2005 thành phần cây ngập mặn bị suy giảm đáng kể, nên sự phân bố không mang tính điển hình. Từ những năm 2006 – 2010 cây RNM tại các khu vực này có sự biến động so với trước. Thời gian này cây Mắm quăn chiếm ưu thế, phân bố ở phía ngoài của các khu đìa nuôi tôm bị bỏ hoang, các khu ngập nước, xen kẽ với Mắm quăn là cây con của các loài Đước, Bần, Vẹt và Mắm lớn, nhưng số lượng không đáng kể và phân bố chủ yếu ở các vị trí phía sau cây Mắm quăn, sát với bờ.

Theo Phan Nguyên Hồng (1996) [1], Nguyễn Hoàng Trí (1999) [10], tại các khu đất bồi mới hình thành, các khu sản xuất ngập nước bị bỏ hoang, nếu điều kiện thuận lợi thì quần thể Mắm biển, Mắm quăn tiên phong xuất hiện do loài này thích nghi với độ sâu, độ mặn cao và cường độ ánh sáng mạnh, và do có hệ rễ hô hấp, rễ dinh dưỡng phát triển, lá có tuyến tiết muối, mô dậu phát triển. tạo điều kiện cho chúng sinh trưởng rất nhanh, giữ được mùn bã và bảo vệ cây con. Sau khi Mắm phát triển, mùn bã hữu cơ, phù sa được tích lũy và ngày càng nhiều lên, bãi lầy được nâng lên, thời gian ngập triều ngắn, bùn chặt dần, tác động của sóng gió giảm, đây là điều kiện thuận lợi cho các loài Đâng, Đước, Trang Vẹt và Bần phát triển. Sau khi các loài này phát triển, tán của chúng làm cho Mắm không thể cạnh tranh được ánh sáng và thức ăn nên nó sẽ chết, hoặc phân bố ra xa ở các khu vực phía bên ngoài, sát mép nước.

Tại các vùng đất cao, ít bị ảnh hưởng của thủy triều thì Mớp sát, Giá và Tra biển phân bố rãi rác với số lượng rất ít tại các xã Tam Giang, Tam Hải, Tam Quan, Tam Anh Bắc. Các xã còn lại không nhận thấy sự xuất hiện của các loài này do bị chặt phá trong giai đoạn trước đây và khoảng thời này chưa đủ để sinh trưởng và phát triển trở lại.

Sự biến động này không diễn ra ở 2 xã có cây dừa nước

là Tam Nghĩa và Tam Mỹ Đông. Do Dừa nước là loài thích nghi với môi trường nước lợ, độ mặn tương đối thấp, trong khi đó 2 xã này diện tích ngập nước trong thời gian qua không thay đổi và tác động của con người đến rừng Dừa nước không đáng kể.

4. Kết luận

RNM tại huyện Núi Thành có diện tích 105,57 ha, tập trung phân bố ở 13 xã trên tổng số 17 xã tại các vùng cửa sông, bãi triều cao với thành phần gồm 25 loài thuộc 19 họ thực vật. Trong đó có 13 loài thực vật chính thức và 12 loài thực vật tham gia RNM. Các loài chủ yếu như Mắm quăn, Mắm lớn, Đước, Bần, Dừa nước chiếm ưu thế về tổ thành. Cấu trúc tổ thành có sự biến động theo điều kiện địa lý phân bố theo hướng xa dần nguồn nước mặn tính từ cửa sông.

Giai đoạn 1990 – 2010 RNM có sự biến động rất lớn về diện tích. Mặc dù kết quả thống kê cho thấy diện tích giảm qua các giai đoạn, tuy nhiên bản thân RNM có sự gia tăng và suy giảm diện tích diễn ra song song. Kết quả nghiên cứu cho thấy không có sự biến động về thành phần loài. Tuy nhiên, việc phân bố có sự biến động, đó là sự thay thế cho cây Mắm lớn, Đước, Bần trong giai đoạn 1990 – 2000 bằng cây Mắm quăn trong giai đoạn 2005 – 2010.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Phan Nguyen Hong (1996), "Restoration of mangrove ecosystems in Vietnam: A case study of Can Gio District, Ho Chi Minh City". Trong: Colin Field (chủ biên) Restoration of mangrove ecosystems, The International Tropical Timber Organization and the International Society for Mangrove Ecosystems - Japan, tr. 76-79.

[2] Phan Nguyên Hồng (1991), Sinh thái thảm thực vật rừng ngập mặn Việt Nam, Luận án tiến sĩ khoa học sinh học, Trường Đại học Sư phạm Hà Nội.

[3] Phan Nguyên Hồng và các cộng sự. (1997), Vai trò của rừng ngập mặn Việt Nam – Kỹ thuật trồng và chăm sóc, Nxb Nông Nghiệp.

[4] Phan Nguyên Hồng và các cộng sự. (1999), Rừng ngập mặn Việt Nam, Nxb Nông Nghiệp.

[5] J. G. Myers (1935), "Zonation of Vegetation Along River Courses", Journal of Ecology. 23(2), tr. 356-360.

[6] UBND tỉnh Quảng Nam (2010), Báo cáo đánh giá tình hình 3 năm thực hiện Quyết định số 79/QĐ-TTg ngày 31/5/2007 của Thủ tướng Chính phủ (2007 – 2010) trên địa bàn tỉnh.

[7] Trần Trung Thành, Hồ Đắc Thái Hoàng và Phạm Hồng Thái (2010), "Hiện trạng và các yếu tố sinh thái rừng ngập mặn tại cữa sông Gianh, tỉnh Quảng Bình", Tạp chí Kinh tế Sinh thái - Viện kinh tế Sinh thái. 36, tr. 36-48.

[8] UBND huyện Núi Thành (2010), Báo cáo tổng kết sản xuất Nông - Lâm - Ngư nghiệp huyện Núi Thành 5 năm (2006 -2010) và phương hướng nhiệm vụ năm 2011.

[9] Hoàng Văn Thơi (2005), "Nghiên cứu cấu trúc rừng và mối liên hệ giữa phân bố thảm thực vật ngập mặn với tần suất ngập triều tại rừng ngập mặn Cà Mau". Trong: Phan Nguyên Hồng, Hoàng Thị Sản, Nguyễn Duy Minh (chủ biên) Vai trò của hệ sinh thái rừng ngập mặn và rạn san hô trong việc giảm nhẹ tác động của đại dương đến môi trường, MERD/SEF/IUCN, tr. 253-262.

[10] Nguyễn Hoàng Trí (1999), Sinh thái học rừng ngập mặn Việt Nam, Nxb Nông nghiệp, Hà Nội.

(BBT nhận bài: 27/05/2015, phản biện xong: 08/06/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 85

NGHIÊN CỨU CƯỜNG ĐỘ VÀ VI CẤU TRÚC CỦA VẬT LIỆU GEOPOLYMER TỪ HỖN HỢP BÙN ĐỎ - TRO BAY

STUDYING THE STRENGTH AND MICROSTRUCTURE OF GEOPOLYMER MATERIAL DERIVED FROM RED MUD – FLY ASH MIXTURE

Nguyễn Văn Dũng

Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; nvdung@dut.udn.vn

Tóm tắt - Bài báo giới thiệu kết quả nghiên cứu chế tạo vật liệugeopolymer từ hỗn hợp bùn đỏ-tro bay, xác định bài cấp phối thíchhợp cũng như ảnh hưởng của thành phần bùn đỏ đến cường độvà vi cấu trúc của vật liệu. Trong cấp phối có dùng thủy tinh lỏngnhư là chất hoạt hóa kiềm để thực hiện quá trình geopolymer hóatạo nên vật liệu. Vật liệu geopolymer đạt cường độ cao nhất khithành phần bùn đỏ trong phối liệu là 15%, tương ứng với tỉ lệ bùnđỏ/tro bay là 0,38; tỉ lệ mol Si/Al; Na2O/SiO2 và H2O/Na2O tươngứng là 2,39; 0,30 và 9,065. Ngoài ra, nghiên cứu cũng xác địnhthành phần khoáng, các đặc trưng liên kết và hình thái bề mặt vậtliệu nhờ thiết bị nhiễu xạ tia X (XRD), quang phổ kế hồng ngoại(FT-IR) và kính hiển vi điện tử quét (SEM). Kết quả cho thấy mẫuthí nghiệm của vật liệu geopolymer từ bùn đỏ-tro bay đạt cườngđộ chịu nén từ 7,7 đến 18,7 MPa ứng với thành phần bùn đỏ trongcấp phối từ 40% đến 15% trọng lượng.

Abstract - This paper presents the results from a study ofproducing geopolymer derived from red mud–fly ash mixture,determining the appropriate mixture composition and the influenceof red mud content on geopolymer microstructure and strength.Liquid glass was used as alkaline activated material to performgeopolymerization process to create geopolymer. The geopolymermaterial reached the highest strength when the red mud contentwas15%, the red mud/fly ash ratio was 0.38; the Si/Al, Na2O/SiO2

and H2O/Na2O molar ratio was 2.39, 0.30 and 9.065, respectively.Furthermore, the study also determined mineral composition,bonded characteristics and surface morphology by means of X-raydiffraction (XRD), infrared spectroscopy (FT-IR) and scanningelectron microscopy (SEM). The study results showed thatexperimented samples of materials from red mud-fly ash mixturesreached a compressive strength of 7.7 to 18.7 MPa with red mudcontent in mixtures from 40% to 15% by weight.

Từ khóa - Geopolymer; bùn đỏ; tro bay; thủy tinh lỏng; vi cấu trúc. Key words - Geopolymer; red mud; fly ash; liquid glass;microstructure.

1. Đặt vấn đề

Geopolymer hay còn gọi là polymer vô cơ được nhà khoa học người Pháp Joseph Davidovits đặt tên năm 1970 [1]. Vật liệu geopolymer có độ bền cơ học, tính chất vật lý và hóa học tốt nên có nhiều ứng dụng rộng rãi trong xây dựng, làm vật liệu lưu giữ chất thải nguy hại (ví dụ chất thải hạt nhân có độ phóng xạ thấp) v.v… Đây là loại vật liệu xây dựng có tiềm năng thay thế cho vật liệu xây dựng truyền thống là xi măng Portland [2, 3].

Công thức thức hóa học chung của vật liệu geopolymer có thể được biểu diễn như sau:

Mn[-(SiO2)z-AlO2]n.wH2O

Trong đó M là nguyên tố kiềm Na, K hay kiềm thổ Ca; n là mức độ polymer hóa; z là tỉ lệ Si/Al, có thể là 1, 2, 3 hoặc lớn hơn, đến 300 [4]. Phụ thuộc vào tỉ lệ Si/Al mà vật liệu geopolymer có những tính chất khác nhau. Nếu Si/Al

3 vật liệu sẽ có xu hướng tạo thành mạng lưới không gian ba chiều với tính chất cứng và dòn (như xi măng và gốm), nếu tỉ lệ Si/Al > 3 sẽ có xu hướng tạo thành cấu trúc mạng lưới hai chiều hay sợi có tính dẻo hay kết dính.

Quá trình geopolymer hóa có thể chia thành các bước sau đây: (1) Quá trình hòa tan pha aluminosilicate vô định hình để chuyển thành ôxit silic và ôxit nhôm có khả năng tham gia phản ứng; (2) Quá trình vận chuyển, định hướng và ngưng tụ các ion Si4+, Al3+ bị hòa tan thành các monomer; (3) Phản ứng đa trùng ngưng để hình thành các polymer aluminosilicate dưới dạng vô định hình hay nửa tinh thể [5].

Nguyên liệu để chế tạo geopolymer gồm hai thành phần chính là nguyên liệu aluminosilicate để cung cấp nguồn Si và Al cho quá trình geopolymer hóa và chất hoạt hóa kiềm.

Chất hoạt hóa kiềm phổ biến nhất là các dung dịch NaOH, KOH và thủy tinh lỏng natri silicat nhằm tạo môi trường kiềm và thực hiện phản ứng geopolymer hóa. Bất cứ loại nguyên liệu nào chứa phần lớn là ôxit silic hay ôxit nhôm vô định hình đều có tiềm năng trở thành nguyên liệu để sản xuất vật liệu geopolymer. Trên thực tế, một số lớn các khoáng và phụ phẩm công nghiệp đã được nghiên cứu làm nguyên liệu cho sản xuất geopolymer, chẳng hạn như puzơlan [6], các khoáng aluminosilicate thiên nhiên, meta cao lanh, tro bay, xỉ lò cao, hỗn hợp tro bay và cao lanh hoặc tro bay và meta cao lanh, hỗn hợp tro bay và bùn đỏ [7].

Loại nguyên liệu có vai trò rất lớn đối với phản ứng geopolymer hóa, quyết định thành phần hóa và vi cấu trúc của sản phẩm cuối cùng. Nguyên liệu khác nhau sẽ có tỉ lệ mol Si/Al, thành phần pha vô định hình, pha tinh thể không phản ứng, độ hòa tan, khả năng phản ứng với dung dịch kiềm khác nhau [2]. Nguyên liệu khác nhau cũng yêu cầu các điều kiện dưỡng hộ khác nhau để sản phẩm đạt được cường độ cao nhất.

Nội dung bài báo này là nghiên cứu chế tạo vật liệu geopolymer từ hỗn hợp bùn đỏ và tro bay, ứng dụng làm gạch không nung trong xây dựng. Bùn đỏ là chất thải chính từ quá trình sản xuất ôxit nhôm từ bauxite theo phương pháp Bayer, nó có độ kiềm cao [7]. Tro bay là chất thải chính từ quá trình đốt than cám của nhà máy nhiệt điện chạy than đá [8]. Bùn đỏ và tro bay là chất thải với lượng rất lớn luôn tiềm ẩn mối đe dọa nghiêm trọng đến môi trường sinh thái. Với nghiên cứu chế tạo vật liệu xây dựng không nung từ bùn đỏ và tro bay chúng tôi hy vọng sẽ mở ra một hướng khả thi trong việc giảm giá thành vật liệu xây dựng, tạo ra những tác động tốt với môi trường, tạo điều

86 Nguyễn Văn Dũng

kiện cho quá trình sản xuất xanh và phát triển bền vững.

2. Thực nghiệm

2.1. Nguyên liệu

Chúng tôi sử dụng tro bay tại nhà máy nhiệt điện đốt than Formosa (Đồng Nai) để cung cấp nguồn Si và Al cho quá trình chế tạo vật liệu geopolymer.

Bùn đỏ ở dạng huyền phù lỏng được nhà máy hóa chất Tân Bình, thành phố Hồ Chí Minh cung cấp.

Thủy tinh lỏng được cung cấp bởi Công ty cổ phần hóa chất Đà Nẵng, được sử dụng như khi mua về từ thị trường.Thủy tinh lỏng có thành phần hóa như sau: SiO2: 26,3%; Na2O: 20%; H2O: 53,7%; trọng lượng riêng ρv = 1,48 g/cm3 (phân tích tại Trung tâm Kỹ thuật Tiêu chuẩn Đo lường Chất lượng 3, Đà Nẵng).

2.2. .Quy trình chế tạo

Bùn đỏ được sấy tự nhiên và sau đó sấy đến khô trong tủ sấy, tiếp tục nghiền trong máy nghiền bi đến cỡ hạt nhỏ hơn 0,5 mm.

Phối liệu gồm bùn đỏ, tro bay và thủy tinh lỏng được trộn chung trong thời gian từ 2 đến 3 phút để đạt độ đồng nhất, sau đó tạo hình trong khuôn hình trụ có đường kính trong là 2 cm, chiều cao 5 cm [2]. Sau 2 ngày, tháo khuôn và dưỡng hộ mẫu trong môi trường không khí ở nhiệt độ phòng để vật liệu tiếp tục phát triển cường độ. Trong quá trình đóng rắn và dưỡng hộ, mẫu đều được bọc trong màng nhựa để tránh quá trình mất nước nhanh. Để bảo đảm tính lặp lại của kết quả, mỗi cấp phối đều được chuẩn bị 5 mẫu với các điều kiện thí nghiệm như nhau.

2.3. Phương pháp xác định tính chất vật liệu geopolymer

Mẫu (hình trụ đường kính 2 cm, chiều cao 5 cm) được xác định cường độ chịu nén tại thời điểm 14 ngày dưỡng hộ trên máy nén Shimadzu tại Phòng thí nghiệm Công nghệ Vật liệu, khoa Hóa, Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng.

Sau đó mẫu được tiếp tục nghiên cứu thành phần khoáng, các đặc trưng liên kết và hình thái bề mặt nhờ thiết bị nhiễu xạ tia X (XRD), quang phổ kế hồng ngoại (FT-IR) và kính hiển vi điện tử quét (SEM).

3. Kết quả và thảo luận

3.1. Xác định đặc trưng của tro bay

Thành phần hóa của tro bay Formosa được xác định trên máy XRF tại Viện Công nghệ gốm sứ Tập đoàn Prime, Vĩnh Phúc; độ mịn của tro bay được xác định qua phân tích bằng sàng. Kết quả thí nghiệm được thể hiện qua Bảng 1.

Bảng 1. Thành phần hóa và độ mịn của tro bay Formosa Đồng Nai (% trọng lượng)

Mất khi

nung SiO2 Fe2O3 Al2O3 SO3

Lượng sót sàng

0,063 mm

0,045 mm

8,43 42,40 5,63 22,46 2,57 1,72 5,91

Như vậy tro bay Formosa thuộc loại F (tổng hàm lượng SiO2+Al2O3+Fe2O3>70% trọng lượng) và khá mịn.

3.2. Xác định đặc trưng của bùn đỏ

Bùn đỏ ở dạng huyền phù được xác định thành phần hóa, độ mịn, độ ẩm và độ pH. Kết quả cho trong Bảng 2.

Bảng 2. Thành phần hóa, độ mịn (% trọng lượng) và một số tính chất của bùn đỏ

Fe2O3 Al2O3 SiO2 Na2O CaO TiO2 Độ ẩm (%) pH Lượng sót sàng

0,063 mm 0,045 mm

71,30 9,73 3,54 0,32 3,25 7,97 80,2 12,3 2,14 3,79

3.3. Cấp phối và cường độ của vật liệu geopolymer

Vật liệu geopolymer được chế tạo với các cấp phối có thành phần bùn đỏ tăng dần từ 0% đến 40%, tro bay giảm dần từ 50% đến15%, thủy tinh lỏng (tính theo trọng lượng khô) giảm từ 21,3% đến 20,8%, NaOH khan giảm từ 3,6% đến 0%, nước giảm từ 25,1% đến 24,2% trọng lượng. Cấp phối M0 chỉ dùng tro bay mà không có bùn đỏ, nên cần phải thêm dung dịch NaOH để tăng cường khả năng hoạt hóa kiềm.

Cường độ nén các mẫu thí nghiệm sau khi dưỡng hộ 14 ngày đạt từ 7,7 đến 18,7 MPa. Thành phần các cấp phối, tỉ lệ trọng lượng bùn đỏ/tro bay trong cấp phối và cường độ của các mẫu thí nghiệm được cho trong Bảng 3. Sự phụ thuộc của cường độ chịu nén của vật liệu geopolymer vào thành phần bùn đỏ trong cấp phối được thể hiện trong đồ thị ở Hình 1.

Bảng 3. Thành phần các cấp phối geopolymer (% trọng lượng), tỉ lệ bùn đỏ/tro bay và cường độ chịu nén (σn) các mẫu thí

nghiệm (MPa)

Cấp phối

Bùn đỏ

Tro bay

Thủy tinh lỏng

NaOH H2O

Tỉ lệ bùn

đỏ/tro bay

σn

M0 0 50 21,3 3,6 25,1 0 18,5

M15 15 40 20,8 0 24,2 0,38 18,7

M20 20 35 20,8 0 24,2 0,57 16,9

M25 25 30 20,8 0 24,2 0,83 14,9

M35 35 20 20,8 0 24,2 1,75 14,3

M40 40 15 20,8 0 24,2 2,67 7,7

Hình 1. Sự phụ thuộc của cường độ chịu nén

của vật liệu vào thành phần bùn đỏ trong cấp phối

0

5

10

15

20

0 20 40 60

Cư

ờn

g đ

ộ c

hịu

nén

(M

Pa

)

Thành phần bùn đỏ (% trọng lượng)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 87

Kết quả cho thấy khi tăng thành phần bùn đỏ trong cấp phối đến 15% thì cường độ chịu nén của vật liệu tăng nhẹ so với cấp phối không có bùn đỏ (đạt 18,7 MPa). Tuy nhiên, nếu tiếp tục tăng thành phần bùn đỏ lên nữa, tức là tăng tỉ lệ bùn đỏ/tro bay, thì cường độ của vật liệu lại giảm xuống.

Tỉ lệ mol Si/Al, Na2O/SiO2, H2O/Na2O của các cấp phối geopolymer chế tạo ở trên được cho trong Bảng 4.

Bảng 4. Tỉ lệ mol Si/Al, Na2O/SiO2, H2O/Na2O của các cấp phối geopolymer

Cấp phối Tỉ lệ mol Si/Al

Tỉ lệ mol Na2O/SiO2

Tỉ lệ mol H2O/Na2O

M0 2,54 0,28 9,066

M15 2,39 0,30 9,065

M20 2,37 0,33 9,062

M25 2,36 0,35 9,061

M35 2,32 0,41 9,059

M40 2,29 0,45 8,926

Kết quả Bảng 3 và 4 cho thấy cấp phối geopolymer M15 (đạt cường độ chịu nén tối đa 18,7 MPa) có tỉ lệ mol Si/Al là 2,39; tỉ lệ mol Na2O/SiO2 là 0,30; tỉ lệ mol H2O/Na2O là 9,065. Nếu tăng tỉ lệ bùn đỏ/tro bay trong cấp phối, tức giảm tỉ lệ mol Si/Al và H2O/Na2O; tăng tỉ lệ mol Na2O/SiO2 thì cường độ của vật liệu geopolymer sẽ giảm xuống.

Như vậy vật liệu geopolymer từ hỗn hợp bùn đỏ-tro bay đạt cường độ cao nhất khi thành phần bùn đỏ trong phối liệu là 15%, tương ứng với tỉ lệ bùn đỏ/tro bay là 0,38; tỉ lệ mol Si/Al; Na2O/SiO2 và H2O/Na2O tương ứng là 2,39;0,30 và 9,065.

3.4. Phân tích nhiễu xạ tia X (XRD)

Để phân tích định tính và bán định lượng các khoáng trong vật liệu geopolymer, chúng tôi sử dụng phương pháp nhiễu xạ tia X (XRD) với góc nhiễu xạ 2θ= 6÷70o. Giản đồ nhiễu xạ XRD của mẫu geopolymer M15 như trên Hình 2.

Hình 2. Giản đồ nhiễu xạ XRD của vật liệu geopolymer từ hỗn hợp bùn đỏ-tro bay

Giản đồ nhiễu xạ chứng tỏ vật liệu có cấu trúc vô định hình đến nửa tinh thể, đối với tổng pha tinh thể thì khoáng quartz (SiO2) chiếm khoảng một nửa; phần còn lại là các khoáng hematite (Fe2O3); geothite (FeO(OH)); anthophyllite ((Mg,Fe)7Si8O22(OH)11); gehlenite (Ca2Al2SiO7)... Zang G. [7] cho rằng chỉ pha vô định hình trong nguyên liệu mới tham gia phản ứng geopolymer hóa, vì vậy các pha tinh thể trên là phần còn lại không phản ứng của nguyên liệu đầu.

3.5. Phân tích hình thái bề mặt mẫu bằng kính hiển vi điện tử quét (SEM)

Kết quả chụp ảnh SEM mẫu M15 được thể hiện trên

Hình 3a, mẫu M25 được thể hiện trên Hình 3b. Hình thái bề mặt mẫu M15 (thành phần bùn đỏ trong cấp phối là 15%) cho thấy vật liệu được tạo nên chủ yếu từ pha vô định hình khá liên tục, có ít lỗ xốp. Các tinh thể hoặc hạt tinh thể không thể hiện rõ ràng, có thể do bị nền vô định hình che khuất. Trên ảnh không còn nhìn thấy cấu trúc hạt tròn đặc trưng của nguyên liệu đầu là tro bay, chứng tỏ quá trình phản ứng geopolymer hóa diễn ra rất tốt.

Kết quả này phù hợp với phân tích XRD ở trên là vật liệu có cấu trúc vô định hình đến nửa tinh thể.

a.

b.

Hình 3a. Ảnh SEM của geopolymer cấp phối M15, 3b. Ảnh SEM của geopolymer cấp phối M25

Hình 3b thể hiện hình thái bề mặt mẫu gepolymer có thành phần bùn đỏ là 25%. Vật liệu có cấu trúc với nhiều lỗ xốp hơn, các lỗ xốp có thể được tạo thành do bọt khí trong quá trình tạo hình hay do nước bay hơi. Có thể nhìn thấy rõ các tập hợp hạt có hình dạng không đồng nhất, mỗi tập hạt có vẻ như được tạo nên từ rất nhiều hạt nhỏ hơn. Đây là các pha không phản ứng còn lại từ nguyên liệu đầu là bùn đỏ [2]. Như vậy, khi tăng thành phần bùn đỏ trong cấp phối lên quá nhiều (lớn hơn 15%) thì cường độ vật liệu giảm xuống do lượng pha không tham gia phản ứng và độ xốp của vật liệu tăng lên.

3.6. Phân tích phổ hồng ngoại FT-IR

Để xác định liên kết trong vật liệu geopolymer, chúng tôi tiến hành xác định phổ FT-IR với số sóng từ 450÷4000cm-1. Phổ đồ hồng ngoại được thể hiện trong Hình 4.

Vạch phổ ở vị trí 3436,91 cm-1 (nằm trong khoảng 3000÷3600 cm-1) tương ứng với sự tồn tại của nhóm hydroxyl –OH. Vạch phổ ở vị trí 1043,92 cm-1 (nằm trong khoảng 830÷1200 cm-1) thể hiện dao động hóa trị bất đối xứng của Si-O trong vật liệu geopolymer. Vạch phổ tại vị trí 796,01 cm-1 tương ứng với sự hiện diện của liên kết Al-O do có sự gắn kết của ion Al3+ vào chuỗi Si-O để tạo nên cấu trúc polysialate của vật liệu [7].

Lin

(C

ps

)

0

1 0

2 0

3 0

4 0

5 0

6 0

7 0

8 0

9 0

1 0 0

1 1 0

1 2 0

1 3 0

1 4 0

1 5 0

1 6 0

1 7 0

1 8 0

1 9 0

2 0 0

2-T heta - Scale

6 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 6 0 7 0

d=

4.4

96

d=

4.2

55

d=

3.3

49

d=

3.2

02

d=

2.8

47

3

d=

2.5

14

1

d=

2.4

49

8

d=

2.2

77

2

d=

1.8

17

2

d=

1.5

40

1

d=

1.4

51

8

d=

1.3

72

2

88 Nguyễn Văn Dũng

Hình 4. Phổ đồ FT-IR của vật liệu geopolymer từ bùn đỏ-tro bay

4. Kết luận

Chúng tôi đã chế tạo được vật liệu geopolymer từ hỗn hợp bùn đỏ và tro bay, vật liệu này đạt cường độ cao nhất khi thành phần bùn đỏ trong cấp phối là 15% trọng lượng, tỉ lệ bùn đỏ/tro bay là 0,38; tỉ lệ mol Si/Al, Na2O/SiO2 và H2O/Na2O tương ứng là 2,39; 0,30 và 9,065. Nếu tiếp tục tăng thành phần bùn đỏ trong cấp phối lớn hơn 15% thì độ xốp và thành phần các pha không phản ứng tăng lên làm cho cường độ chịu nén của vật liệu giảm xuống.

Vật liệu geopolymer từ hỗn hợp bùn đỏ-tro bay chế tạo được thuộc loại vật liệu không nung, mẫu thí nghiệm đạt cường độ chịu nén từ 7,7 đến 18,7 MPa ứng với thành phần

bùn đỏ trong cấp phối từ 40% đến 15% trọng lượng.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Davidovits J., Geopolymer chemistry & application, Mc Graw Hill 1980.

[2] He J., Zhang J., Yu Y., Zhang G., The strength and microstructure of two geopolymers derived from metakaolin and red mud-fly ash admixture: A comparative study, Construction and Building Materials, 2012, 30, 80-91.

[3] van Deventer J. S. J., Provis J. L., Duxson P., Lukey G. C., Reaction mechanisms in the geopolymeric conversion of inorganic waste to useful products, Hazard Mater, 2007, 139(3), 506-513.

[4] Davidovits J., Geopolymer and geopolymeric materials, Therm Anal, 1989, 35(2), 429-441.

[5] Duxson P., Fernandez Jimenez A., Provis J. L., Lukey G. C., van Deventer J. S. J., Geopolymer technology: the current state of the art, Mater Sci, 2007, 42(9), 2917-2933.

[6] Allahverdi A., Mehrpour K., Kani E. N., Investigating the possibility of utilizing pumice-type natural pozzonal in production of geopolymer cement, Ceram-Silik, 2008, 52(1), 16-23.

[7] Zhang G., He J., Gambrell R. P., Synthesis, characterization, and mechanical properties of red mud-based geopolymers, Transp Res Record, 2010, 2167, 1-9.

[8] van Jaarsveld J. G. S., van Deventer J. S. J., Lukey G. C., The characterisation of source materials in fly ash-based geopolymers, Mater Lett, 2003, 57(7), 1272-1280.

[9] Zhao Q., Nair B., Rahimian T., Balaguru P., Novel geopolymer based composites with enhanced ductility, Mater Sci, 2007, 42(9), 3131–3137.

(BBT nhận bài: 30/04/2015, phản biện xong: 23/05/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 89

KHẢO SÁTKHẢ NĂNG SINH IAA CỦA CÁC CHỦNG VI SINH VẬT PHÂN HỦY LÔNG GÀ VÀ ỨNG DỤNG DỊCH THỦY PHÂN LÔNG GÀ

LÀM CHẤT KÍCH THÍCH SINH TRƯỞNG THỰC VẬT

A STUDY OF IAA PRODUCING ABILITY OF CHICKEN FEATHER BIODEGRADATION BACTERIA AND APPLICATION OF FEATHER LYSATE AS PLANT GROWTH

PROMOTING AGENT

Tạ Ngọc Ly1, Quách Thị Toán2, Trương Văn Thiên1 1Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; tnly@cb.dut.udn.vn

2Sinh viên lớp 12SHLT, Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; quachtoanhb@gmail.com

Tóm tắt - Tìềm năng sử dụng chất thải keratin có nguồn gốc từcông nghiệp giết mổ gia cầm như là một loại phân bón hữu cơ cógiá trị làm tăng số lượng nghiên cứu gần đây. Nghiên cứu nhằmxác định khả năng sinh indole acetic acid (IAA) và ảnh hưởng củadịch thủy phân (TP1) lên sự phát triển thực vật của các chủng VSVphân lập. Kết quả cho thấy cả 5 chủng đều có khả năng sinh IAA.Điều kiện tối ưu để sinh IAA của ĐHK1 là môi trường dịch chiếtkhoai tây bổ sung 20 g/l bột lông gà trong thời gian nuôi cấy 6 ngày.TP1 làm tăng số chồi và rễ của cây cúc nuôi cấy invitro.TP1 cònlàm tăng tỉ lệ nảy mầm và kích thích sinh trưởng của cây đậu xanhsau 4 tuần gieo. Kết luận rằng, chủng ĐHK1 có nhiều đặc tính cólợi cho việc phân hủy lông gà và kích thích sinh trưởng thực vật.Từđó, chúng tôi đề xuất sử dụng dịch thủy phân lông gà như mộtphương pháp hiệu quả để thay thế phân bón hóa học.

Abstract - The potential of using keratin wastes originating from thepoultry industry as a valuable organic fertilizer gives rise to the needfor intensive study recently. The aims of this study is to identify indoleacetic acid (IAA) producing activity and effect of chicken featherlysate (TP1) on plant growth of isolated strains. The results hasshown that all 5 isolated strains are able to produce IAA. Theoptimum conditions for IAA producing of ĐHK1 strain are potatoextract medium added 20g/l of chicken powder in 6 days ofincubation. TP1 increased the number of shoots and roots ofChrysanthemum sp in invitro culture. Moreover, TP1 also increasedgermination rate and promoted plant growth of mung beans after 4weeks seeding. In conclusion, ĐHK1 have multi trait activity whichare useful for feather biodegradation and plant growth promotion.From this result, we suggest using chicken feather hydrolysate as anattractive way to replace chemical fertilizers.

Từ khóa - lông gà; indole acetic acid (IAA); kích thích sinh trưởngthực vật; dịch thủy phân; phế phẩm.

Key words - chicken feather; Indole acetic acid (IAA);phytohormone; hydrolysate; waste.

1. Đặt vấn đề

Sử dụng chất kích thích sinh trưởng thực vật không rõ nguồn gốc tiềm ẩn nhiều nguy cơ ảnh hưởng đến môi trường và sức khỏe người tiêu dùng. Vì vậy, việc nghiên cứu tìm ra các tác nhân kích thích sinh trưởng thực vật mới có nguồn gốc sinh học và an toàn có ý nghĩa thực tế. Nhiều VSV trong đất có khả năng thúc đẩy sinh trưởng của thực vật qua nhiều con đường khác nhau như cố định nitơ hoặc kích thích sản sinh chất kích thích sinh trưởng, ví dụ như sinh IAA [1-3]. Kích thích sinh trưởng thực vật bằng các VSV đó còn có tác dụng kiểm soát sinh học, ức chế sự phát triển của VSV có hại và cải tạo đất [4, 5]. Nghiên cứu gần đây của Paul và cộng sự [6] cho thấy có mối quan hệ giữa các chủng VSV phân hủy keratin và sinh IAA. Nghiên cứu của Anwar [7] cũng cho thấy các VSV phân giải keratin đồng thời sinh IAA. Trên cơ sở đó, sử dụng các chủng VSV phân hủy keratin của lông gà phân lập từ khu giết mổ gia cầm như công bố năm 2014 [8], chúng tôi tiếp tục khảo sát khả năng sinh IAA của các chủng trên và tiềm năng sử dụng dịch thủy phân như là tác nhân kích thích sinh trưởng của thực vật. Khả năng kích thích sinh truởng của dịch thủy phân lên sinh truởng của thực vật được đánh giá qua sự sinh trưởng phát triển của cây đậu xanh qua 6 tuần gieo trồng.

2. Vật liệu và phương pháp

2.1. Vật liệu

- Mẫu đất, mẫu nước và lông gà được lấy tại khu giết mổ gia cầm chợ Hòa Khánh, quận Liên Chiểu, thành phố Đà Nẵng.

- Hạt đậu xanh giống và chồi cây hoa cúc (Chrysanthemum spp.) mua tại thị trường Đà Nẵng.

2.2. Dụng cụ và thiết bị

Bao gồm: Tủ cấy vô trùng (Daiki); bếp điện (Hữu Nghị, Việt Nam); máy li tâm (Zentrifugen, Đức); lò vi sóng (Sharp); cân kỹ thuật (ARC 120 OHAUS, Mỹ); cân phân tích (OHAUS, Mỹ); nồi hấp vô trùng (ALP-Japan); tủ ấm (BE500 Memmert, Đức); máy đo pH (Metter Toledo); Micropipet (Axygen); tủ sấy chân không (VO 400 Memmert, Đức); máy quang phổ UV-vis (BioRad, USD); tủ lạnh (Sanyo); kính hiển vi (Olympus, USA).

2.3. Phương pháp nghiên cứu

2.3.1. Xác định hàm lượng IAA của chủng phân lập bằng thuốc thử Salkowski theo mô tả của Gutierrez và cộng sự [9]. Cân 0,025g IAA chuẩn + 100ml nước cất để thành 250µg/l, pha loãng thành dãy nồng độ từ 10-100 µg/l. Xây dựng đường chuẩn IAA bằng cách đo OD ở bước song 530 nm. Sinh khối được nuôi ở 37˚C, có lắc 200 vòng/phút, trong khoảng thời gian là 3 – 7 ngày, được mang đi ly tâm 3500 vòng/ phút ở 20 phút để thu dịch. Hút 1 ml dịch ly tâm + 2 ml thuốc thử Salkowski, xác định mật độ quang ở bước sóng 530nm. Xác định nồng độ IAA dựa vào đường chuẩn.

2.3.2. Phương pháp nghiên cứu ảnh hưởng của dịch thủy phân lông gà bằng chủng ĐHK1 lên sự sinh trưởng của thực vật

- Bố trí thí nghiệm: Mỗi thí nghiệm được bố trí theo phương pháp khối hoàn toàn ngẫu nhiên- Randomized completeblock design (RCBD) với 3 lần nhắc lại.

90 Tạ Ngọc Ly, Quách Thị Toán, Trương Văn Thiên

- Xác định ảnh hưởng của dịch thủy phân từ lông gà bằng chủng ĐHK1 lên quá trình nuôi cấy chồi invitro.

Mẫu cúc được lựa chọn là mẫu cúc invitro khỏe mạnh, phát triển tốt, không bị nhiễm nấm. Cắt đoạn thân mang chồi ngủ khoảng 8-10 mm, cấy vào môi trường nuôi cấy khác nhau. Chỉ tiêu theo dõi: Chiều cao trung bình mẫu (cm); số lá trên mẫu; tỷ lệ mẫu tạo rễ (%); số rễ/mẫu; chiều dài rễ(cm). Theo dõi và ghi nhận kết quả sau 3 tuần nuôi cấy ở nhiệt độ 250C, ánh sáng 2000- 3000 lux.

- Xác định ảnh hưởng của dịch thủy phân từ lông gà bằng chủng ĐHK1 lên sự nảy mầm và phát triển của đậu xanh

- 2 gram hạt giống được khử trùng bề mặt bằng ethanol 95% trong 30 giây và ngâm trong javen 20% trong 5 phút. Sau đó hạt giống đã khử trùng sẽ được rửa lại 5 lần bằng nước cất vô trùng. Các hạt sau khử trùng được mang đi ngâm với dịch thủy phân trong 10 phút, sau đó được làm khô và gieo trên thạch mềm agar 0,5%. Quan sát sự nảy mầm hạt giống để xác định ảnh hưởng của IAA.

- Cây đậu xanh sau khi cho nảy mầm được trồng trên đất cát tại phòng thí nghiệm, sau 1 tuần gieo trồng, tưới cây bằng các dung dịch thủy phân lông gà pha loãng 100 lần. Mẫu đối chứng không là nước thông thường. Chỉ tiêu theo dõi: Chiều cao trung bình mẫu (cm); số lá; số rễ, trọng lượng rễ (g). Theo dõi và ghi nhận kết quả sau 3 tuần tưới dịch thủy phân.

2.3.3. Phương pháp xử lý số liệu

Kết quả ghi nhận là giá trị trung bình của 3 lần lặp và vẽ biểu đồ bằng phần mềm Microsoft excel 2010.

3. Kết quả và thảo luận

3.1. Khảo sát khả năng sinh IAA của chủng VSV phân lập

Sử dụng 5 chủng VSV có khả năng phân giải lông gà đã được phân lập trước đây. Trong nghiên cứu này chúng tôi khảo sát khả năng sinh IAA của các chủng VSV đó. Khả năng sinh IAA của chủng VSV phân lập có ảnh hưởng rất lớn từ môi trường nuôi cấy. Kết quả xác định hàm lượng IAA trong 4 ngày ở 2 bảng trên cho thấy tất cả các chủng đều có khả năng sinh IAA. Kết quả khảo sát sinh IAA trên các môi trường khác nhau được thể hiện ở Bảng 1:

Bảng 1. Khả năng sinh IAA của các chủng phân lập trên các môi trường khác nhau

Chủng Hàm lượng IAA(µg/ml) trong các môi trường

A1 A2 A3 A4 B1 B2 B3 B4

ĐHK1 4,043 5,912 6,935 8,877 2,54 17,94 17,77 35,75

ĐHK2 6,918 13,719 2,276 13,39 2,22 19,54 3,54 20,88

ĐHK3 7,106 16,78 8,211 6,73 3,606 11,8 17,64 24,33

ĐHK4 8,835 20,912 2,357 6,812 3,812 23,6 12,64 15,68

ĐHK5 9,335 19,245 1,788 6,619 4,34 3,74 11,76 10,68

A1: Môi trường thạch thịt peptone chuẩn bị theo [6];A2: Môi trường A1 + 10g/lbột lông gà;A3: Môi trường A1 + 10g/l tryptone;A4: Môi trường

A1 + 10g/l tryptone + 10g/l lông gà; B1: Môi trường dịch chiết khoai tây;B2: Môi trường B1+ 10g/l bột lông gà;B3: Môi trường B1+ 10g/l

tryptone; B4: Môi trường B1+10 g/l tryptone +10g/l bột lông gà

Ở môi trường A, kết quả cao nhất là chủng ĐHK4 với hàm lượng IAA thu được 20,912µg/ml; trong khi ở môi trường B, nồng độ IAA cao nhât thu được là 35,75 µg/ml. Từ kết quả đó chúng tôi lựa chọn chủng ĐHK1 và môi

trường B để tiếp tục khảo sát.

3.2. Khảo sát một số yếu tố ảnh hưởng quá trình sinh IAA của chủng ĐHK1

3.2.1. Ảnh hưởng của hàm lượng lông gà đến khả năng sinh IAA của chủng ĐHK1 trên môi trường dịch chiết khoai tây

Tiến hành khảo sát trên môi trường dịch chiết khoai tây với những nồng độ lông gà khác nhau trong thời gian nuôi là 6 ngày, 370C.

Hình 1. Ảnh hưởng của lượng lông gà lên khả năng sinh IAA của chủng ĐHK1

Kết quả cho thấy, khi tăng lượng lông gà từ 10 g/l đến 20 g/l, lượng IAA sinh ra có xu hướng tăng, khi vượt quá 20 g/l lượng IAA sinh ra giảm dần. Quá trình sinh IAA của VSV trải qua nhiều giai đoạn, như vậy, 20 g/l có thể là giới hạn mà tại đó chủng ĐHK1 cần nhiều thời gian hơn để chuyển hóa lông gà và IAA còn đang trong giai đoạn tổng hợp các tiền chất của IAA.

3.2.2. Khảo sát khả năng sinh IAA trên môi trường dịch chiết khoai tây bổ sung 20/l lông gà của chủng ĐHK1 theo thời gian

Chọn môi trường dịch chiết khoai tây có bổ sung 20 g/l lông gà để tiếp tục khảo sát khả năng sinh IAA của chủng ĐHK1 theo thời gian nuôi cấy. Kết quả khảo sát thể hiện ở Hình 2:

Hình 2. Khả năng sinh IAA của chủng ĐHK1 theo thời gian nuôi cấy

Khả năng sản sinh IAA tăng dần lên ngày thứ 4, tăng mạnh tới ngày thứ 6 là 144,69 µg/ml và giảm xuống ở ngày thứ 8 còn 28,67µg/ml. Thời gian nuôi cấy để sinh IAA tốt nhất được xác định là 6 ngày.

3.2.3. Ảnh hưởng của thời gian bảo quản đến hàm lượng IAA của chủng ĐKH1

IAA là chất kích thích sinh trưởng thuộc nhóm auxin có nhân indole rất dễ bị biến tính bởi nhiệt độ và thời gian nuôi cấy. Vì vậy, chúng tôi tiến hành khảo sát hàm lượng IAA sau 3 tuần bảo quản.

0

50

100

150

200

0 20 40

IAA

(µg

/ml)

Lông gà (g/l)

0

50

100

150

200

0 5 10 15

IAA

(µg

/ml)

Thời gian nuôi cấy (ngày)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 91

Bảng 2. Hàm lượng IAA(µg/ml) sau thời gian bảo quản

Thời gian nuôi (ngày)

IAA(µg/ml) sau thời gian bảo quản (tuần)

1 2 3

2 17,36 13,8 12,5

4 20,52 16,04 12,8

6 137 134,1 131,2

8 26,3 25,2 24,49

Với dịch thủy phân lông gà bằng chủng ĐHK1 trong thời gian 3 tuần bảo quản thì hàm lượng IAA giảm không đáng kể, ngày nuôi thứ 6 là ngày ổn định nhất trong thời gian bảo quản.

3.3. Đánh giá khả năng sử dụng dịch thủy phân lông gà của chủng ĐHK1 như là tác nhân kích thích sinh trưởng thực vật

3.3.1. Ảnh hưởng của dịch thủy phân lông gà của chủng ĐKH1 lên sự phát triển của chồi cúc nuôi cấy invitro

Môi trường Murasighe và Skoog (MS) là môi trường cơ bản dung cho nuôi cấy mô thực vật. Môi trường B là môi trường MS có bổ sung1-naphthaleneacetic acid (NAA) và benzyl adenine (BA) là môi trường nhân cây hoa cúc đã được nhiều tác giả công bố [10]. Sử dụng 2 môi trường trên làm đối chứng để so sánh khả năng kích thích sinh trưởng thực vật của TP1, kết quả khảo sát cho thấy, TP1 làm tăng sự tạo chồi và chiều cao của chồi. Đặc biệt, TP1 làm gia tăng rõ rệt sự hình thành rễ cũng như chiều dài rễ (Bảng 3).Ngoài ra chúng tôi còn ghi nhận một số trường hợp tạo mô sẹo và tạo rễ trên môi trường F.

Bảng 3. Ảnh hưởng của dịch thủy phân lông gà của chủng ĐKH1 lên sự phát triển của chồi cúc invitro

Môi trường A MS B F

Số chồi/ mẫu 1,0 1,0 1,33 1,2

Chiều cao thân/mẫu(cm)

0,6±0,18 1,4±0,45 2,5±0,25 4,63±0,4

Số lá/mẫu 3,25±0,5 3,5±0,5 5,4±0,82 5,67±0,75

Số rễ/mẫu(%) 0 0,8±0,2 0 4,0±0,84

Chiều dài rễ/mẫu(cm)

0 1-1,2 0 0,3- 5,0

A: 30 g/l đường + 8 g/l agar;MS:MS+30 g/l đường + 8 g/l agar; B: MS +30 g/l đường +8 g/l agar+ 0,5 mg/ml NAA + 2 mg/ml BA; F: MS +30 g/l đường +8 g/l agar+ 5 mg/ml TP1

Kết quả này cho thấy TP1 tác động như một auxin mạnh, làm tăng sự hình thành rễ và kích thích sự hình thành mô sẹo ở nồng độ cao.

3.3.2. Ảnh hưởng của dịch thủy phân lông gà bằng chủng ĐHK1 lên tỉ lệ nảy mầm của hạt

Hình 3. Tỉ lệ nảy mầm của hạt đậu xanh sau 48 giờ

Khảo sát ảnh hưởng của dịch thủy phân lông gà bằng chủng ĐHK1 lên sự nẩy mầm của hạt đậu xanh cho thấy, dịch thủy phân lông gà làm tăng tỉ lệ nảy mầm rõ rệt so với mẫu đối chứng là ngâm trong nước.

3.3.3. Khảo sát ảnh hưởng của dịch thủy phân lông gà bằng chủng ĐHK1 lên sự sinh trưởng của cây đậu xanh qua 4 tuần

Ảnh hưởng của TP1 lên sự sinh trưởng của cây đậu xanh được theo dõi qua 4 tuần gieo trồng, kết quả cho thấy mẫu cây đậu xanh qua 2 lần tưới TP1 có sự tăng rõ rệt về số lá, trọng lượng tươi và số rễ, nhưng ít ảnh hưởng lên chiều cao của cây (Bảng 4). Kết quả này phù hợp với ảnh hưởng của IAA lên cây trồng, đó là IAA làm tăng sự phát triển của rễ và kích thích sinh trưởng cây trồng đã được khẳng định qua nhiều công bố trước đây [1, 11]. Ngoài ra, theo kết quả của khảo sát trước đây [8] hàm lượng nitơ tổng số và protein hòa tan của dịch thủy phân lông gà bằng chủng HK1 là khá cao, tương ứng 0,18 g/l và 1,26 g/l. Như vậy, ảnh hưởng của TP1 lên cây trồng có thể còn do thành phần dịch thủy phân lông gà chứa một lượng lớn các acid amin tốt cho cây trồng.

Bảng 4. Ảnh hưởng của TP1 lên sự sinh trưởng của cây đậu xanh qua 4 tuần

Chỉ tiêu khảo sát Đối chứng Vi sinh

Chiều cao thân(%) 100±0,65 102,56±0,7

Số lá(%) 100±0,6 137,5±0,9

Trọng lượng tươi(%) 100±0,4 145,29±1,2

Trọng lượng rễ(%) 100±0,7 198,6±0,8

Chiều dài rễ(%) 100±0,71 128±0,5

Hình 4. Cây đậu xanh sau 48h gieo hạt (A) và 4 tuần trồng

trong chậu (B)

ĐC: đối chứng (nước); VS: dịch thủy phân lông gà bằng chủng ĐHK1

3.4. Kết luận

Ngoài khả năng phân giải lông gà, các chủng VSV phân lập tại khu giết mổ gia cầm chợ Hòa khánh còn cho thấy có khả năng sinh IAA. Chúng tôi đã xác định được một số yếu tố cơ bản ảnh hưởng đến quá trình sinh IAA như thời gian nuôi cấy và lượng lông gà bổ sung. Nghiên cứu này cũng chứng minh khả năng kích thích sinh trưởng thực vật của dịch TP1. Tác động kích thích sinh trưởng thực vật của TP1 được ghi nhận ở cả 2 mức độ invitro và invivo. Những điều

0

50

100

0 20 40 60Tỉ

lệ n

ảy

mầ

m (

%)

Thời gian gieo (h)Đối chứng Vi sinh

92 Tạ Ngọc Ly, Quách Thị Toán, Trương Văn Thiên

kiện cơ bản để thủy phân lông gà sử dụng chủng ĐHK1 là cơ sở để có thể tiến hành những khảo sát sâu hơn, cũng như triển khai nghiên cứu ở qui mô lớn hơn. Với lượng lông gà thải ra hằng ngày lên đến hàng tấn tiềm ẩn nguy cơ gây ô nhiễm môi trường thì việc tận dụng nguồn lông phế thải này để sản xuất phân bón hữu cơ hoặc dung dịch kích thích sinh trưởng thực vật vừa mang lại hiệu quả kinh tế vừa góp phần giảm thiểu nguy cơ ô nhiễm môi trường. Trong bối cảnh nhu cầu về các sản phẩm xanh, sạch, thân thiện với môi trường ngày càng tăng, việc sử dụng TP1 làm chất kích thích có thể giảm thiểu ảnh hưởng của việc sử dụng chất kích thích trên thực vật mà vẫn giữ được năng suất cao, đáp ứng được yêu cầu của nền nông nghiệp hữu cơ xanh và phát triển bền vững.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Fierro-Coronado, R. A., Quiroz-Figueroa, F. R., Garcia-Perez, L. M., Ramirez-Chavez, E., Molina-Torres, J., and Maldonado-Mendoza, I. E, IAA-producing rhizobacteria from chickpea (Cicer arietinum L.) induce changes in root architecture and increase root biomass, Canadian journal of microbiology, No 60, 2014, pp. 639-648.

[2] Ali, S., Hameed, S., Imran, A., Iqbal, M., and Lazarovits, Genetic, physiological and biochemical characterization of Bacillus sp. strain RMB7 exhibiting plant growth promoting and broad spectrum antifungal activities, Microbial cell factories, No 13, 2014, pp.144.

[3] Ambardar, S., and Vakhlu, Plant growth promoting bacteria from Crocus sativus rhizosphere, World journal of microbiology & biotechnology, No 29, 2013, pp. 71-79.

[4] Ahemad, M., and Khan, M. S, Effect of fungicides on plant growth promoting activities of phosphate solubilizing Pseudomonasputida

isolated from mustard (Brassica compestris) rhizosphere, Chemosphere, No 86, 2013, pp.45-50.

[5] Bano, N., and Musarrat, Characterization of a novel carbofuran degrading Pseudomonas sp. with collateral biocontrol and plant growth promoting potential, FEMS microbiology letters, No 231, 2004, pp.13-17.

[6] Paul, T., Halder, S. K., Das, A., Bera, S., Maity, C., Mandal, A., Das, P. S., Mohapatra, P. K. D., Pati, B. R., and Mondal, Exploitation of chicken feather waste as a plant growth promoting agent using keratinase producing novel isolate Paenibacillus woosongensis TKB2, Biocatalysis and Agricultural Biotechnology , No 2, 2013, pp.50-57.

[7] Anwar, M. S., Siddique, M. T., Verma, A., Rao, Y. R., Nailwal, T., Ansari, M., and Pande, Multitrait plant growth promoting (PGP) rhizobacterial isolates from Brassica juncea rhizosphere: Keratin degradation and growth promotion, Communicative & Integrative Biology, No 7, 2014, pp.76-83.

[8] Tạ Ngọc Ly, N. T. B. N, Nghiên cứu tuyển chọn chủng vi sinh vật có khả năng thủy phân keratin của lông vũ gia cầm phân lập từ khu giết mổ gia cầm chợ Hòa Khánh, Đà Nẵng, Tạp chí KHCN Đà Nẵng, số 9, 2014, tr. 10-15.

[9] Gutierrez, C. K., Matsui, G. Y., Lincoln, D. E., and Lovell, C. R, Production of the phytohormone indole-3-acetic acid by estuarine species of the genus Vibrio, Applied and environmental microbiology, No 75, 2009, pp.53-58.

[10] Nahid, J. S., Shyamali, S., and Kazumi, H. High frequency shoot regeneration from petal explants of Chrysanthemum morifolium Ramat. in vitro, Pakistan journal of biological sciences: PJBS, No 10, 2007, pp.56-61.

[11] Glick, B. R, Bacteria with ACC deaminase can promote plant growth and help to feed the world, Microbiological research, No 169, 2014, pp.30-39.

(BBT nhận bài: 09/04/2015, phản biện xong: 02/06/2015)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 93

ẢNH HƯỞNG CỦA PHƯƠNG PHÁP TỒN TRỮ CỦ KHOAI LANG TÍM ĐẾN SỰ TỔN THẤT SAU THU HOẠCH

THE EFFECTS OF STORAGE METHODS ON THE LOSSES OF POST-HARVEST PURPLE SWEET POTATO

Tạ Thị Tố Quyên1, Huỳnh Thị Kim Cúc1, Nguyễn Thị Thu Thuỳ1, Trương Thị Minh Hạnh2, Đào Hùng Cường3 1Trường Cao đẳng Lương thực – Thực phẩm; tatoquyen2006@gmail.com

2Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng 3 Trường Đại học Sư phạm, Đại học Đà Nẵng; cuongdh1949@gmail.com

Tóm tắt - Bài báo này trình bày kết quả khảo sát sự tổn thất củakhoai lang tím sau thu hoạch khi tồn trữ bằng một số phương phápthông dụng như: đổ đống tự nhiên, chứa đựng trong thùng giấy vàtồn trữ lạnh. Kết quả là khoai lang tím đổ thành đống ở điều kiệnnhiệt độ thường sự tổn thất xảy ra mạnh: sau 6 tuần khối lượngcòn 75,74%, tinh bột còn 77,11%, đường khử còn 67,94% vàanthocyanin còn 51,67%, đồng thời khoai lang tím bị mọc mầm,thối hỏng và khô héo làm mất giá trị sử dụng; khoai lang tím chứatrong thùng giấy sự tổn thất sau thu hoạch ít hơn so với phươngpháp đổ đống tự nhiên: sau 6 tuần khối lượng còn 85,67%, tinh bộtcòn 84,32%, đường khử còn 72,45%, anthocyanin còn 61,65%;khoai lang tím được tồn trữ lạnh ở 5-8ºC trong các bao PE có đụclỗ giảm được đáng kể sự tổn thất sau thu hoạch: sau 6 tuần khốilượng còn 96,07%, tinh bột 97,43%, đường khử đạt 105,06%,anthocyanin còn 90,96% và khoai lang tím không bị thối hỏng vàmọc mầm.

Abstract - This article presents the results of an investigation of post-harvest losses of purple sweet potato (PSP) when stored by somecommon methods such as natural dumping, being contained incardboard boxes and cold storage. When PSP is dumped at roomtemperatures, after six weeks, their weight, their content of starch, ofreduced sugar and of anthocyanins is reduced to 75.74%, 77.11%,67.94% and 51.67%, respectively. Simultaneously, PSP germinates,withers, spoils and its value in use decreases. PSP which is containedin perforated cardboard boxes has post -harvest losses less than bynatural dumping method: After six weeks, its weight,its content ofstarch, of reduced sugar and of anthocyanin are 85.67, 84.32%,72.45% and 61.65%, respectively. PSP which is preserved in coldstorage at 5-8ºC in perforated PE bags has post-harvest losses: after6 weeks reduced significantly. Then, its weight, its content of starch, ofreduced sugar and of anthocyanin are 96.07%, 97.43%, 105.06%,90.96% respectively and PSP neither spoils nor germinates.

Từ khóa - Anthocyanin; khoai lang tím; sau thu hoạch; tồn trữ; tổnthất.

Key words - Anthocyanins; purple sweet potato; post-harvest;storage, losses.

1. Đặt vấn đề

Khoai lang tím được trồng nhiều ở Việt Nam, đặc biệt ở các tỉnh đồng bằng sông Cửu Long. Củ khoai lang tím chứa nhiều chất dinh dưỡng như: tinh bột, protein, vitamin,... và đặc biệt khoai lang tím chứa hàm lượng anthocyanin cao (từ 51,5÷174,7mg/100g nguyên liệu) [6]. Ngoài việc tạo màu sắc đẹp và an toàn cho thực phẩm, anthocyanin của khoai lang tím còn là hợp chất có hoạt tính sinh học cao như: kháng oxy hóa, kháng khuẩn, ngăn ngừa ung thư,… [6], [7], [9].

Từ những đặc điểm trên có thể thấy rằng củ khoai lang tím là nguyên liệu lý tưởng dùng trong chế biến thực phẩm. Tuy nhiên, khoai lang nói chung và khoai lang tím nói riêng sau khi thu hoạch nếu không có phương pháp tồn trữ thích hợp rất dễ bị khô héo, sâu hà, nẩy mầm làm giảm chất lượng nghiêm trọng [4], [8].

Vì thế, cần nghiên cứu sự tổn thất của củ khoai lang tím sau thu hoạch khi tồn trữ bằng một số phương pháp thông thường nhằm đánh giá sự tổn thất sau thu hoạch, đồng thời đưa ra thời gian và phương pháp tồn trữ thích hợp khi chế biến các sản phẩm từ củ khoai lang tím tươi.

2. Nguyên liệu và phương pháp nghiên cứu

2.1. Nguyên liệu

Nguyên liệu: Khoai lang tím sử dụng trong nghiên cứu được thu hoạch vào tháng 2 (vụ Đông xuân) và được trồng tại Bình Tân, Vĩnh Long.

Hóa chất: Fe2(SO4)3, H2SO4, KMnO4, HCl, NaOH,

Na2HPO4.12H2O,... đạt tiêu chuẩn phân tích.

2.2. Phương pháp nghiên cứu

2.2.1. Phương pháp tồn trữ khoai lang tím

Khoai lang tím sau thu hoạch được lựa chọn các củ nguyên vẹn, đồng đều, không hư hỏng, khối lượng mỗi củ khoảng 100-150g. Chia thành 3 lô để tồn trữ, mỗi lô có khối lượng 10kg. Tiến hành tồn trữ bằng 3 phương pháp khác nhau:

- Lô 1: Khoai lang tím được đổ thành đống trên nền xi măng khoảng 4-5 lớp. Tồn trữ ở điều kiện nhiệt độ thường (nhiệt độ trung bình 22-26oC), độ ẩm tương đối không khí trung bình 83-84%.

- Lô 2: Khoai lang tím được xếp vào thùng carton khoảng 4-5 lớp, trên thành carton có đục 4 lỗ trên 4 cạnh và 2 lỗ trên nắp, kích thước lỗ 3x5cm, để thùng carton chứa khoai lang tím trên nền xi măng. Tồn trữ ở điều kiện nhiệt độ thường (nhiệt độ trung bình khoảng 22-26oC), độ ẩm tương đối không khí trung bình 83-84%.

- Lô 3: Xếp vào bao PE khoảng 4-5 lớp, trên bao PE có đục lỗ với tỷ lệ đục lỗ 0,3% so với tổng diện tích bao bì, đường kính lỗ 4mm, các bao PE chứa khoai lang tím được tồn trữ trong tủ mát nhiệt độ (5-80C), độ ẩm không khí 70-75%.

Định kỳ 1 tuần lấy mẫu đánh giá cảm quan và phân tích độ ẩm, đường khử, tinh bột và hàm lượng anthocyanin 1 lần, mỗi lô khoai lang tím tiến hành lấy 5 củ tại các 5 vị trí khác nhau, theo dõi sự tổn thất của khoai lang tím trong 6 tuần.

94 Tạ Thị Tố Quyên, Huỳnh Thị Kim Cúc, Nguyễn Thị Thu Thuỳ, Trương Thị Minh Hạnh, Đào Hùng Cường

2.2.2. Phương pháp xác định hàm lượng đường khử, hàm lượng tinh bột

Sử dụng phương pháp Bertrand để xác định hàm lượng đường khử và hàm lượng tinh bột [1].

2.2.3. Phương pháp xác định độ ẩm

Sử dụng phương pháp sấy nhanh bằng hồng ngoại để xác định độ ẩm của mẫu trên máy sấy hồng ngoại MS 70 của Nhật.

2.2.4. Phương pháp chiết tách anthocyanin

Anthocyanins của khoai lang tím được chiết tách theo kết quả nghiên cứu của Tạ Thị Tố Quyên và cộng sự (2014). Khoai lang tím được làm sạch, hấp chín và tán mịn sau đó tiến hành chiết tách với điều kiện như sau: dung môi ethanol/nước là 75/25 bổ sung 1% HCl, nhiệt độ 800C, thời gian chiết là 180 giây, tỷ lệ nguyên liệu/dung môi 1/16 [2].

2.2.5. Phương pháp xác định hàm lượng anthocyanin

Sử dụng phương pháp pH vi sai (AOAC method 2005.02) [3]. Dựa trên nguyên tắc sự đổi màu và thay đổi độ hấp thụ của anthocyanin theo sự thay đổi của pH. Tại pH = 1.0 các anthocyanin ở dạng muối oxinium (còn gọi là cation flavylium) có màu và có độ hấp thụ cực đại. Ở pH = 4.5 anthocyanin có dạng carbinol không màu nên độ hấp thụ gần như bằng không.

2.2.6. Phương pháp phân tích số liệu

Các thí nghiệm được thực hiện với 3 lần lặp, các kết quả nghiên cứu là trung bình của 3 lần lặp ± độ lệch chuẩn. So sánh sự khác biệt đáng kể được thực hiện ở P <0,05 bằng phần mềm Minitab 16.

3. Kết quả và bàn luận

3.1. Xác định một số thành phần hóa học ban đầu của khoai lang tím

Khoai lang tím ngay sau khi thu hoạch được lấy mẫu, rửa sạch, loại bỏ phần hư hỏng sau đó tiến hành phân tích một số thành phần hóa học cơ bản như: độ ẩm, tinh bột, đường khử và hàm lượng chất màu anthocyanin. Kết quả được trình bày ở Bảng 1.

Kết quả ở Bảng 1 cho thấy khoai lang tím ngay sau khi thu hoạch có hàm lượng tinh bột tương đối cao (27,46%); hàm lượng đường khử thấp 1,87% và hàm lượng chất màu tương đối cao (204,19mg/100g chất khô hoặc 65,69mg/100g nguyên liệu).

Theo kết quả nghiên cứu của Steed and Truong (2008), hàm lượng anthocyanin trong một số giống khoai lang tím được trồng tại Mỹ là 51,5-174,7mg/100g nguyên liệu, như vậy, hàm lượng anthocyanin của khoai lang tím trong nghiên cứu này cũng nằm trong khoảng đó. So với kết quả nghiên cứu của tác giả Huynh Thi Kim Cuc (2013), khi xác định thành phần hoá học của khoai lang tím cũng được trồng tại Bình Tân thì mẫu khoai lang tím này có hàm lượng tinh bột và hàm lượng chất màu anthocyanin cao hơn một ít nhưng hàm lượng đường khử thấp hơn một ít. Điều này có thể được giải thích do mùa vụ, điều kiện trồng, thời điểm thu hoạch và thời điểm phân tích khoai lang tím sau khi thu hoạch khác nhau nên các thành phần hóa học của khoai lang tím có thể khác nhau.

Bảng 1. Một số thành phần hóa học ban đầu của khoai lang tím sau thu hoạch

TT Thành phần Hàm lượng*

1 Độ ẩm, % 67,83 ± 0,21

2 Hàm lượng tinh bột, % 27,46 ± 0,14

3 Hàm lượng đường khử, % 1,87 ± 0,12

4 Hàm lượng anthocyanin, mg/100g chất khô

204,19 ± 0,65

5 Hàm lượng anthocyanin, mg/100g nguyên liệu

65,69 ± 0,22

*Số liệu nghiên cứu được thể hiện: trung bình ± độ lệch chuẩn

3.2. Khảo sát sự thay đổi cảm quan của khoai lang tím khi tồn trữ

Trong quá trình tồn trữ khoai lang tím, tiến hành theo dõi sự biến đổi về cảm quan bên ngoài và sự thay đổi màu tím bên trong của khoai lang tím. Kết quả cho thấy rằng một số củ khoai lang tím lô L1 và L2 sau 1 tuần tồn trữ mọc mầm và thời điểm xuất hiện mầm của lô L1 sớm hơn lô L2, còn lô L3 sau 6 tuần tồn trữ không có sự mọc mầm. Điều này được giải thích lô L2 tồn trữ trong thùng giấy trong điều kiện ít oxy hơn lô L1 nên sự xuất hiện của mầm chậm hơn và tốc độ phát triển của mầm yếu hơn (Hình 1 và Hình 2), còn lô L3 tồn trữ ở nhiệt độ thấp, các hoạt động sinh hóa của khoai lang tím bị ức chế nên không xuất hiện sự mọc mầm.

Hình 1. Khoai lang tím của lô L1 mọc mầm sau 6 tuần tồn trữ

Hình 2. Khoai lang tím của lô L2 mọc mầm sau 6 tuần tồn trữ

Cùng với sự mọc mầm, một số củ khoai lang tím của lô L1 sau 3 tuần tồn trữ đã bắt đầu xuất hiện tượng thối hỏng, khô héo (Hình 3) và sau 6 tuần mức độ thối hỏng, khô héo rất nặng (Hình 6). Mức độ thối hỏng, khô héo của lô L1 xuất hiện sớm hơn lô L2 khoảng 1 tuần. Đối với khoai lang tím của lô L3, sau 6 tuần tồn trữ không xuất hiện tượng thối hỏng.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 95

Hình 3. Khoai lang tím của lô L1 bị thối hỏng, khô héo sau 3 tuần tồn trữ

Hình 4. Khoai lang tím của lô L1 bị thối hỏng, khô héo sau 6 tuần tồn trữ

Song song với việc đánh giá cảm quan bên ngoài, tiến hành quan sát màu tím bên trong của củ khoai lang tím. Kết quả khoai lang tím lô L1, L2 có sự giảm màu rõ rệt, theo thời gian tồn trữ màu tím nhạt dần, tuy nhiên mức độ giảm màu của lô L2 ít hơn lô L1; lô L3 sau 6 tuần tồn trữ màu tím của khoai lang tím chỉ giảm nhẹ (Hình 3 và Hình 4).

Hình 3. Sự biến đổi màu của khoai lang tím sau 1 tuần tồn trữ

Hình 4. Sự biến đổi màu của khoai lang tím sau 4 tuần tồn trữ

3.3. Khảo sát sự tổn thất khối lượng và độ ẩm của khoai lang tím khi tồn trữ

Định kỳ 1 tuần lấy mẫu cân khối lượng và xác định độ ẩm của 3 lô khoai lang tím, theo dõi trong 6 tuần. Sự tổn thất khối lượng và độ ẩm của khoai lang tím được trình bày ở Hình 5 và Hình 6.

Hình 5. Sự tổn thất khối lượng của khoai lang tím theo thời gian tồn trữ

Hình 6. Sự tổn thất độ ẩm của khoai lang tím theo thời gian tồn trữ

Hình 5 và Hình 6 cho thấy rằng theo thời gian tồn trữ khối lượng và độ ẩm của khoai lang tím đều giảm. Khối lượng của khoai lang tím lô L1 và lô L2 giảm mạnh hơn so với độ ẩm. Điều này được giải thích: Khối lượng khoai lang tím lô L1 và lô L2 giảm sau thu hoạch chủ yếu do 2 nguyên nhân là sự mất nước và sự tổn thất chất khô do quá trình hô hấp. Hàm lượng nước mất đi và hàm lượng các chất khô cũng giảm nên độ ẩm của khoai lang tím chỉ giảm nhẹ. Vì thế, tốc độ giảm khối lượng cao hơn tốc độ giảm độ ẩm.

Hình 5 cho thấy tốc độ giảm khối lượng của mẫu: L1 giảm mạnh nhất, tiếp đến là mẫu L2, mẫu L3 khối lượng chỉ giảm nhẹ. Sau 6 tuần tồn trữ, khối lượng khoai lang tím của lô L1 giảm còn 75,74%, lô L2 còn 85,67% và lô L3 còn 96,07%. Mẫu L1 và L2 tồn trữ ở nhiệt độ thường, quá trình hô hấp xảy ra mạnh, nên khối lượng khoai lang tím giảm nhiều, mức độ giảm khối lượng của khoai lang tím L1 mạnh hơn so với lô L2. Điều này có thể được giải thích: Mẫu L2 được tồn trữ trong thùng giấy có đục lỗ nên đã hạn chế được sự thoát hơi nước và hô hấp của khoai lang tím. Mẫu L3 tồn trữ trong tủ mát nhiệt độ thấp đã hạn chế được

75.74c

85.67b

96.07a

Sự

tổn

th

ất k

hối

lượ

ng,

, %cò

n l

ại s

o vớ

i b

an đ

ầu

Thời gian, tuần

L1 L2 L3

98.02a

100

98.39a

97.85a

Sự

th

ay đ

ổi đ

ộ ẩm

so

với

ban

đầu

, %

Thời gian, tuần

L1 L2 L3

96 Tạ Thị Tố Quyên, Huỳnh Thị Kim Cúc, Nguyễn Thị Thu Thuỳ, Trương Thị Minh Hạnh, Đào Hùng Cường

quá trình hô hấp, nên khối lượng chỉ giảm nhẹ, chủ yếu do mất nước của khoai lang tím.

Hình 6 cho thấy rằng theo thời gian tồn trữ độ ẩm của 3 lô khoai lang tím đều giảm. Sau 6 tuần tồn trữ độ ẩm của lô L3 còn 97,85%, lô L1 còn 98,02% và lô L2 98,39% (% so với tổng khối lượng). Tuy nhiên, không có sự khác biệt đáng kể về độ ẩm của 3 lô khoai lang tím L1, L2 và L3 sau 6 tuần tồn trữ. Điều này có thể được giải thích: Lô L1 và L2 tồn trữ ở nhiệt độ thường nên hàm lượng nước mất đi nhiều, nhưng do hàm lượng các chất khô cũng giảm mạnh do hô hấp, nên độ ẩm của khoai lang tím chỉ giảm nhẹ.

3.4. Khảo sát sự tổn thất tinh bột và đường khử của khoai lang tím khi tồn trữ

Sự tổn thất hàm lượng đường khử và tinh bột của khoai lang tím sau thu hoạch được theo dõi trong thời gian 6 tuần với tần suất 1 lần/tuần. Kết quả sự tổn thất hàm lượng đường khử và tinh bột được trình bày ở Hình 7 và Hình 8.

Hình 7. Sự tổn thất hàm lượng tinh bột của khoai lang tím theo thời gian tồn trữ

Hình 8. Sự tổn thất hàm lượng đường khử của khoai lang tím theo thời gian tồn trữ

Hình 7 cho thấy rằng hàm lượng tinh bột của 3 lô khoai lang tím đều giảm. Hàm lượng tinh bột của mẫu L1 giảm mạnh nhất, tiếp đến là mẫu L2, mẫu L3 hàm lượng tinh bột chỉ giảm nhẹ. Sau 6 tuần tồn trữ hàm lượng tinh bột của lô L1 giảm còn 97,74%, lô L2 còn 98,01% và lô L3 còn 99,10%. Nguyên nhân là do khoai lang tím sau thu hoạch vẫn xảy ra quá trình chín Ở thời kỳ này cường độ hô hấp xảy ra mạnh, có sự chuyển hóa tinh bột thành đường nên hàm lượng tinh bột giảm. Lô L3 tồn trữ ở nhiệt độ 5-7°C, nên đã hạn chế được sự chuyển hóa của tinh bột, vì vậy

hàm lượng tinh bột chỉ giảm nhẹ.

Hình 8 cho thấy sự tổn thất hàm lượng đường khử của 3 lô khoai lang tím không giống nhau. Hàm lượng đường khử của khoai lang tím lô L1 và L2 tăng trong tuần đầu tiên lên 104,72% và 104,16% so với ban đầu; sau đó hàm lượng đường khử giảm mạnh trong các tuần tiếp theo xuống 95,11% và 96,66%. Nguyên nhân là do có sự chuyển hóa tinh bột thành đường khử nên hàm lượng đường khử tăng lên. Tuy nhiên sau 1 tuần tồn trữ khoai lang tím bị mọc mầm, vì vậy hàm lượng đường khử bị tiêu hao cho quá trình nuôi sống mầm nên hàm lượng đường khử giảm. Với khoai lang tím của lô L3 hàm lượng đường khử tăng nhẹ theo thời gian tồn trữ, sau 6 tuần hàm lượng đường khử đạt 104,59%. Nguyên nhân là do ở nhiệt độ thấp hạn chế được quá trình hô hấp và mọc mầm của khoai lang tím, nên hàm lượng đường khử tăng nhẹ.

3.5. Khảo sát sự tổn thất hàm lượng anthocyanin của khoai lang tím khi tồn trữ

Hàm lượng anthocyanin của 3 lô khoai lang tím được theo dõi trong thời gian 6 tuần với tần suất 1 lần/tuần. Kết quả được trình bày ở Hình 9.

Hình 9. Sự tổn thất hàm lượng anthocyanin trong khoai lang tím theo thời gian tồn trữ

Hình 3 cho thấy sau khi thu hoạch, nếu tồn trữ ở nhiệt độ thường, hàm lượng chất màu anthocyanin trong khoai lang tím giảm nhanh chóng. Đặc biệt là lô khoai lang tím đổ đống L1, với khoai lang tím được tồn trữ trong thùng giấy có đục lỗ L2, sự tổn thất anthocyanin chậm hơn. Sau 6 tuần hàm lượng anthocyanin của lô L1 còn 51,67% và lô L2 còn 61,65% so với ban đầu.

Nguyên nhân là do anthocyanin đã bị thoái hóa dưới tác dụng của enzyme anthocyanase [5], đồng thời các anthocyanin đã bị enzyme oxy hóa thành các hợp chất octoquinon dưới tác dụng của enzyme polyphenoloxydase. Vì vậy, hàm lượng chất màu anthocyanin trong khoai lang tím đã giảm nhanh chóng. Với khoai lang tím được tồn trữ ở 5-8°C đã hạn chế được sự thoái hóa và oxy hóa anthocyanin nên hàm lượng anthocyanin chỉ giảm nhẹ: Sau 6 tuần hàm lượng anthocyanin còn 90,96% so với ban đầu.

4. Kết luận

Khoai lang tím sau khi thu hoạch, nếu không có phương pháp tồn trữ thích hợp, sự tổn thất xảy ra mạnh. Trong 3 phương pháp tồn trữ khoai lang tím thông thường là đổ

77.11c

84.32b

97.43a

Sự

tổn

th

ất h

àm l

ượ

ng,

tin

h b

ột, %

còn

lại

so

với

ban

đầu

Thời gian, tuần

L1 L2 L3

67.94c

72.45b

105.06a

Sự

th

ay đ

ổi h

àm lư

ợn

g đ

ườ

ng

kh

ử,

%so

vớ

i b

an đ

ầu

Thời gian, tuần

L1 L2 L3

51.67c

61.65b

90.96a

Sự

tổn

th

ất h

àm l

ượ

ngan

thoc

yan

in,

%cò

n l

ại s

o vớ

i b

an đ

ầu

Thời gian, tuần

L1 L2 L3

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 97

đống tự nhiên, đựng trong thùng giấy và tồn trữ lạnh, phương pháp tồn trữ ở nhiệt độ lạnh trong các bao PE có đục lỗ sẽ hạn chế đáng kể sự tổn thất của khoai lang tím sau thu hoạch. Khi tồn trữ ở nhiệt độ thường, khoai lang tím đựng trong thùng giấy có đục lỗ sẽ giảm được sự tổn thất đáng kể so với phương pháp đổ đống tự nhiên.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Ngô Xuân Mạnh (2003), Giáo trình hóa sinh thực phẩm, Trường Đại học Nông nghiệp Hà Nội.

[2] Tạ Thị Tố Quyên, Huỳnh Thị Kim Cúc, Cù Thị Ngọc Thúy, Đào Hùng Cường, "Chiết tách chất màu anthocyanin từ khoai lang tím”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ - Đại học Đà Nẵng, số 11(84).2014, quyển 1, 55-59

[3] AOAC Official Method 2005.02, Total Monomeric Anthocyanin Pigment, Content of Fruit Juices, Beverages, Natural, Colorants, and Wines.

[4] Huynh Thi Kim Cuc, Tran Thi Thanh Man, Ta Thi To Quyen (2013), "Changes in chemical compositions of post-harvest purple sweet potato", Bài báo tham gia hội thảo Quốc tế “Agricultural

Engineering and Post-harvest Technology for Asia Sustainability (AEPAS)”, tổ chức ngày 5-6 tháng 11 năm 2013 tại khách sạn Hoà Bình, Hanoi, Vietnam.

[5] Furtado, P., Figueiredo, P., Das Neves, H.C. and Pina, F. 1993, Photochemical and Thermal Degradation of Anthocyanin, Journal of Photochemistry and Photobiology A: Chemistry, 75: 113-118.

[6] Steed, L. E.; Truong, V. D. (2008), Anthocyanin Content, Antioxidant Activity, and Selected Physical Properties of Flowable Purple-Fleshed Sweet potato Purees, Journal of Food science, Vol. 73, 215-221.

[7] Suda, I.; Ishikawa, F.; Hatakeyama, M.; Miyawaki, M.; Kudo, T.; Hirano, K.; Ito, A.; Yamakawa, O.; Horiuchi, S. (2008), Intake of purple sweetpotato beverage affects on serum hepatic biomarker levels of healthy adult men with borderline hepatitis, Eur. J. Clin. Nutr., 62, 60-67.

[8] Tomlins, K. I., Ndunguru, G., Rwiza, E. and Westby, A. (2000), Post-harvest handling and transport of sweet potatoes and their influence on quality in Tanzania, Journal of Horticultural Science and Biotechnology, 75 (5), 586-590.

[9] Wu, X.; Beecher, G.; Holden, J.; Haytowitz, D.; Gebhardt, S.; Prior, R. (2006), Concentrations of anthocyanin in common foods in the United States and estimation of normal consumption, J. Agric. Food Chem. 54 (11), 4069-4075.

(BBT nhận bài: 22/04/2015, phản biện xong: 14/07/2015)

98 Nguyễn Xuân Sinh, Nguyễn Quang Hùng

ĐẶC ĐIỂM SINH HỌC SINH SẢN NGAO Ô VUÔNG PERIGLYPTA PUERPERA (LINNAEUS, 1771)

THE CHARACTERISTICS OF REPRODUCTIVE BIOLOGY OF YOUTHFUL VENUS PERIGLYPTA PUERPERA (LINNAEUS, 1771)

Nguyễn Xuân Sinh, Nguyễn Quang Hùng

Viện Nghiên cứu Hải sản; nguyenxuansinhhp@gmail.com

Tóm tắt - Kết quả nghiên cứu đặc điểm sinh học sinh sản của ngaoô vuông Periglypta puerpera (Linnaeus, 1771) trong hai năm 2013-2014 tại vùng biển Quảng Ninh và Hải Phòng cho thấy: tuyến sinhdục ngao ô vuông phát triển qua 5 giai đoạn; vào mùa sinh sản: tỷlệ thành thục đạt từ 60-80%, hệ số độ béo đạt từ 33,3-34,9%; kíchthước thành thục sinh dục lần đầu khoảng 6,25 cm; tỷ lệ giới tính:cá thể đực chiếm khoảng 50,4%, cá thể cái chiếm khoảng 45,8%,không phân biệt giới tính chiếm khoảng 3,8%; sức sinh sản tuyệtđối trung bình đạt 3,74 triệu trứng/cá thể; mùa vụ sinh sản tập trungtừ tháng 3 đến tháng 5 và từ tháng 8 đến tháng 10 hàng năm. Kếtquả nghiên cứu có ý nghĩa quan trọng trong bảo tồn và phát triểnnguồn gen hải sản quý hiếm này.

Abstract - The research results of reproductive biologycharacteristics of Youthful Venus Periglypta puerpera (Linnaeus,1771) in two years 2013-2014 in the sea water of Quang Ninh andHai Phong showed that, the development of Youthful Venus gonadis through 5 stages; in the breeding season: maturation rate is 60-80%, fat index is from 33.3% to 34.9%; the first mature size is ofabout 6.25 cm; sex ratio: 50.4% males, 45.8% females, 3.8%irrespective of sex; the average absolute fecundity is 3.74 millioneggs/individual; the main breeding season is from March to Mayand August to October. The research results are useful for theconservation and development of this marine genetic source.

Từ khóa - Ngao ô vuông; thành thục; sinh học; sinh sản; Periglyptapuerpera.

Key words - Youthful Venus; mature; biology; reproduction;Periglypta puerpera.

1. Đặt vấn đề

Trong những năm gần đây, nghề nuôi động vật thân mềm hai mảnh vỏ ở nước ta phát triển khá mạnh, đặc biệt là các tỉnh phía Bắc như: nuôi ngao ở Thái Bình, Nam Định, Thanh Hóa... nuôi hầu biển, t hài ở Quảng Ninh, Hải Phòng… góp phần phát triển kinh tế, nâng cao thu nhập cho người dân. Tuy nhiên, do phát triển nuôi các đối tượng hải sản quá nhanh, không theo quy hoạch, không kiểm soát được chất lượng nguồn giống, môi trường bị ô nhiễm... dẫn đến bùng phát dịch bệnh gây thiệt hại cho người nuôi. Việc tìm đối tượng mới để đa dạng hóa đối tượng nuôi cũng như hạn chế được dịch bệnh nhằm góp phần phát triển nuôi trồng thủy sản bền vững là rất cấp thiết.

Ngao ô vuông Periglypta puerpera (Linnaeus, 1771) là loài động vật thân mềm hai mảnh vỏ có giá trị kinh tế cao, giá thương phẩm trung bình khoảng 120.000 - 150.000 đồng/kg. Nguồn lợi tự nhiên trước đây tại vùng triều ven biển khá nhiều, tuy nhiên hiện nay do áp lực khai thác và nhu cầu tiêu thụ, xuất khẩu lớn (đặc biệt là thị trường Trung Quốc) nên nguồn lợi đang có chiều hướng suy giảm nhanh

chóng [4]. Ngao ô vuông hầu như không bị nhiễm một số bệnh hiện nay đang bùng phát ở tù hài, hầu biển… nên việc phát triển đối tượng này để hạn chế dịch bệnh đang mở ra hướng phát triển mới. Hiện nay, nguồn giống phục vụ cho nuôi thương phẩm vẫn chủ yếu được thu gom từ tự nhiên,vì vậy việc nghiên cứu đặc điểm sinh học sinh sản làm cơ sở khoa học cho sản xuất giống nhân tạo, cung cấp giống cho phát triển nghề nuôi là rất cần thiết. Xuất phát từ thực tế trên, từ năm 2012, Viện Nghiên cứu Hải sản đã thực hiện nghiên cứu đặc điểm sinh học sinh sản ngao ô vuông (Periglypta puerpera Linnaeus, 1771) trong khuôn khổ Nhiệm vụ Quỹ Gen: “Bảo tồn, lưu giữ nguồn gen và giống hải sản có giá trị kinh tế, quý hiếm, có nguy cơ tuyệt chủng ở biển Việt Nam” để phát triển đối tượng quý hiếm này.

2. Phương pháp nghiên cứu

2.1. Đối tượng, địa điểm và thời gian nghiên cứu

Đối tượng nghiên cứu: Ngao ô vuông Periglypta puerpera (Linnaeus, 1771).

Hình 1. Vị trí các điểm thu mẫu ngao ô vuông tại Cát Bà - Hải Phòng (trái) và Cô Tô - Quảng Ninh (phải)

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 99

Địa điểm nghiên cứu: Vùng biển Cô Tô (Quảng Ninh), Cát Bà (Hải Phòng). Đây là hai vùng phân bố chính của ngao ô vuông ở khu vực phía Bắc Việt Nam [4].

Thời gian nghiên cứu: Từ tháng 6/2013 - 5/2014. Định kỳ mỗi tháng 1 lần tiến hành thu thập mẫu vật để phân tích, đánh giá. Số lượng mẫu thu thập 30 - 35 mẫu/tháng/địa điểm.

2.2. Phương pháp nghiên cứu và xử lý số liệu

Định loại loài theo hướng dẫn của FAO [7]; Hylleberg & Kilburn [10].

Xác định các giai đoạn phát triển tuyến sinh dục theo Holland [9], Quayle [11], Nguyễn Chính [1], Trương Quốc Phú [5], Ngô Anh Tuấn [6].

Xác định kích thước thành thục lần đầu bằng phương pháp đồ thị và công thức (1) của Nguyễn Chính [1], Hanieh [8].

�� =�

����(��∗(�������))� (1)

Trong đó: Pi là tỷ lệ thành thục sinh dục ở nhóm chiều dài thứ i; Li là chiều dài của nhóm thứ i; Lm50 là chiều dài ở đó 50% số lượng cá thể lần đầu tham gia sinh sản; b là hệ số của phương trình.

Xác định tỷ lệ thành thục theo công thức (2) của Nguyễn Chính [1].

���� (%) =�ố ���� �ó ��� ở ���� đ�ạ� ���,��

�ố ���� ��� �ẫ�∗ ��� (2)

Xác định độ béo theo công thức (3) của Nguyễn Chính (1999) [1].

Độ �é� (%) =���

�∗ ��� (3)

Xác định sức sinh sản tuyệt đối theo công thức (4) của

Nguyễn Chính [1].

�� = � ∗ � (4)

Trong đó: Fa là sức sinh sản tuyệt đối, V = 1.000 ml, n là số trứng đếm được.

Các số liệu được xử lý trên phần mềm ứng dụng Microsoft Excel 2007.

3. Kết quả nghiên cứu

3.1. Vị trí phân loại, đặc điểm hình thái, phân bố

- Vị trí trong hệ thống phân loại:

Ngành thân mềm: Mollusca

Lớp hai mảnh vỏ: Bivalvia

Bộ ngao: Veneroida

Họ ngao: Veneridae

Giống: Periglypta

Loài: Periglypta puerpera (Linnaeus, 1771)

Tên tiếng Anh: Youthful Venus, Maiden's Purse shell, Purple Antigona, Nunome-gai.

Tên tiếng Việt: Ngao ô vuông, thâng, sò chén to, sò bung.

- Hình thái:Ngao ô vuông có lớp vỏ bên ngoài màu trắng, nhuốm nâu nhạt, màu nâu sẫm ở phía sau, các rãnh trên vỏ tạo thành các ô vuông nhỏ. Vỏ chắc chắn, hình dạng ngoài tròn vuông, phía ngoài vỏ có các rãnh đồng tâm tỏa tròn, vỏ ngoài phồng lớn, chiều cao và chiều dài vỏ gần bằng nhau. Kích cỡ vỏ chiều dài tối đa có thể đạt 12,5 cm, thường gặp khoảng 7-9 cm.

Hình 2. Hình thái ngao ô vuông

- Đặc điểm phân bố: Trên thế giới, ngao ô vuông phân bố ở vùng biển ấm Ấn Ðộ - Thái Bình Dương. Ở Việt Nam, ngao phân bố ở các vùng biển Quảng Ninh, Hải Phòng, Phú Yên, Khánh Hòa, Phú Quốc (Kiên Giang) [4].

3.2. Các giai đoạn phát triển tuyến sinh dục (TSD) và tỷ lệ thành thục

- Các giai đoạn phát triển TSD: Kết quả phân tích 379 mẫu TSD đực (Cát Bà 197 mẫu, Cô Tô 182 mẫu); 346 mẫu TSD cái (Cát Bà 181 mẫu, Cô Tô 165 mẫu) và 78 mẫu chưa

phân biệt được giới tính (Cát Bà 37 mẫu, Cô Tô 41 mẫu) cho thấy: TSD của ngao ô vuông nằm ở gốc chân về phía đỉnh vỏ và lẫn trong các cơ quan nội tạng. TSD của con cái và con đực có màu trắng sữa trong mùa vụ sinh sản. Không thể phân biệt được cá thể đực, cái qua hình thái, màu sắc… của TSD bằng mắt thường, chỉ có thể phân biệt được giới tính của ngao ô vuông khi quan sát sản phẩm sinh dục trên kính hiển vi.

Các giai đoạn phát triển TSD của ngao ô vuông, Bảng 1.

Bảng 1. Các giai đoạn phát triển TSD của ngao ô vuông:

Giai đoạn Cá thể đực Cá thể cái

0 Tuyến sinh dục chưa rõ ràng, không phân biệt được cá thể đực và cá thể cái.

I Nang tinh bắt đầu xuất hiện, chúng vẫn còn nhỏ và nằm chen lẫn trong mô leydig.

Bắt đầu có sự hiện diện của nang trứng. Lúc này nang trứng vẫn còn nhỏ, rỗng bên trong, chưa phân biệt được nhân.

100 Nguyễn Xuân Sinh, Nguyễn Quang Hùng

II

Các tế bào sinh dục đực (tinh nguyên bào, tinh bào và tinh tử) phát triển nhanh ở vùng ngoại biên làm tinh nang phồng to lên chiếm hết không gian của mô leydig. Tinh trùng dày đặc, vận động yếu ớt (Hình 2B).

Nang trứng bắt đầu phồng lên, bên trong các noãn bào đã phát triển lấp đầy khoảng trống của nang trứng, trứng có hình đa giác. Kích thước bắt đầu tăng dần do tích luỹ noãn hoàng (Hình 2F).

III

Nang tinh chứa đầy các tinh trùng hoạt động tự do, vách nang mỏng dần chuẩn bị cho tinh trùng thoát ra ngoài sẵn sàng tham gia sinh sản (Hình 2G).

Đây là giai đoạn trứng chín sẵn sàng tham gia sinh sản. Các nang trứng lúc này phồng to, màng Follicle mỏng đi, bên trong nang chứa đầy trứng chín. Tế bào trứng chín cũng gia tăng kích thước và đa số có hình tròn hay bầu dục (Hình 2C).

IV

Tuyến sinh dục đực chứa các nang tinh rỗng và bị rách nát, dọc theo các vách nang vẫn còn sót lại một số tinh trùng chưa kịp phóng ra ngoài để tham gia vào quá trình sinh sản (Hình 2D).

Giai đoạn vừa sinh sản xong, tuyến sinh dục chứa nhiều nang trứng rách nát và trống rỗng. Trong nang trứng còn một số trứng sót lại chưa được phóng ra ngoài (Hình 2H).

Kết quả xác định cho thấy, giai đoạn 0 chỉ được tìm thấy ở các mẫu TSD của những cá thể có kích thước < 6,5cm, giai đoạn này xuất hiện ở các mẫu thu vào các tháng 1 đến tháng 7 và tháng 9 đến tháng 12. Tỷ lệ mẫu TSD ở giai đoạn I cao nhất vào tháng 7 (45,45%) và thấp nhất vào tháng 4 (2,94%), tỷ lệ này giảm dần từ tháng 1 đến tháng

4, tăng dần từ tháng 5 đến tháng 7, giảm từ tháng 8 đến tháng 9 và tăng lại từ tháng 10 đến tháng 12. Kết quả thu được cho thấy tỷ lệ mẫu TSD ở giai đoạn II cao nhất vào tháng 6 (46,86%) và thấp nhất vào tháng 9 (8,57%). Tuyến sinh dục của ngao ô vuông phát triển ở giai đoạn I, II bắt gặp ở tất cả các tháng thu mẫu (Hình 4).

Hình 3. Các giai đoạn phát triển tuyến sinh dục ngao ô vuông Chú thích: Tuyến sinh dục đực: B (giai đoạn II); C (giai đoạn III); D (giai đoạn IV);

Tuyến sinh dục cái: F (giai đoạn II); G (giai đoạn III); H (giai đoạn IV).

Kết quả ở Hình 4 cũng cho thấy sự phát triển TSD ở giai đoạn III cho tỷ lệ cao từ tháng 3 đến tháng 5, từ tháng 8 đến tháng 10 dao động (41, 18-48, 48%). Tỷ lệ mẫu có TSD ở giai đoạn IV cao nhất vào tháng 4 (38,24%), tiếp đến là tháng 9 (37,14%) và không bắt gặp ngao có TSD giai đoạn IV vào các tháng 1,2,7,12 (0%). Từ kết quả trên cho thấy tỷ lệ ngao có TSD giai đoạn III, IV cao vào tháng 3 đến tháng 5, tháng 8 đến tháng 10, đây là thời gian sinh sản của ngao ô vuông (Hình 5).

So sánh với nghiên cứu về các giai đoạn phát triển TSD của nghêu Meretrix lyrata (họ Veneridae) của Trương Quốc Phú (1999) [5] thì tỷ lệ cá thể có TSD ở giai đoạn III cao (26-40%) vào tháng 3 đến tháng 6, sau đó giảm dần

còn (23-6,67%) từ tháng 6 đến tháng 10. Tỷ lệ các giai đoạn phát triển TSD giai đoạn III của ngao dầu Meretrix meretrix cao vào tháng 5 đến tháng 8 (53-75%), số cá thể có TSD giai đoạn IV được thấy nhiều nhất vào tháng 7 [3].

- Tỷ lệ thành thục: Tỷ lệ thành thục của ngao ô vuông tăng dần từ tháng 1 (18,75%) đến tháng 4 (79,42%), sau đó giảm xuống 63,64% vào tháng 5 đến tháng 7 chỉ còn 9,09%. Tỷ lệ thành thục tăng trở lại vào tháng 8 (50%) và đạt cao nhất vào tháng 9 (80%), sau đó giảm xuống thấp nhất vào tháng 12 (6,46%). Số liệu ở Hình 4 cũng cho thấy, ngao thành thục rải rác hầu hết các tháng trong năm, tuy nhiên từ tháng 3 đến tháng 5, tháng 8 đến tháng 10 ngao ô vuông có tỷ lệ thành thục cao nhất, đây cũng là mùa vụ sinh sản tập trung của ngao ô

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 101

vuông mà đỉnh cao là vào tháng 4 và tháng 9.

Hình 4. Tỷ lệ các giai đoạn phát triển TSD

Hình 5. Tỷ lệ thành thục theo thời gian

3.3. Tỷ lệ giới tính, kích thước thành thục lần đầu

- Tỷ lệ giới tính theo thời gian: Tỷ lệ đực cái ở tháng 1 đến tháng 6, tháng 8 đến tháng 11 có sự khác nhau và tỷ lệ con đực cao hơn con cái. Tỷ lệ con đực đạt cao nhất vào tháng 1, 11 (53,13%) và thấp nhất vào tháng 12 (48,39%), tỷ lệ con cái đạt cao nhất vào tháng 7 (48,49%) và thấp nhất vào tháng 2 (41,94%). Tỷ lệ cá thể không phân biệt giới tính thấp dao động từ 3,03-6,45% và chủ yếu nằm trong nhóm kích thước < 6,5cm. Tỷ lệ đực cái của ngao ô vuông từ tháng 1 đến tháng 6, từ tháng 8 đến tháng 12 có sự khác nhau (p<0,05 T-test). Tuy nhiên, tỷ lệ đực cái xét chung cho cả quá trình thu mẫu vẫn trùng hợp với tỷ lệ đực/cái giả định 1:1 (2 = 0,73, df = 1, p>0,05 kiểm định Chi-test).

Trong mùa vụ sinh sản tỷ lệ con đực cao hơn con cái. Tuy nhiên, xét chung cho cả thời gian nghiên cứu kết quả cho thấy tỷ lệ con đực là 50,38%, con cái chiếm 45,79% và không phân biệt là 3,83%. Kết quả nghiên cứu cũng cho thấy ngao ô vuông là loài phân tính con đực, con cái riêng biệt, không bắt gặp cá thể lưỡng tính trong suốt quá trình thu mẫu (Hình 6).

- Tỷ lệ giới tính theo kích thước: Kết quả thu được cho thấy, tỷ lệ con đực tăng ở nhóm kích thước 5-6 cm và giảm dần từ nhóm kích thước 8-10 cm, tỷ lệ con đực cao nhất (52,87%) ở nhóm 6,00-6,99 cm và thấp nhất (45,71%) ở nhóm 5,00-5,99 cm. Tỷ lệ con cái cao nhất (51,43%) ở nhóm 9,00-9,99 cm và thấp nhất (17,14%) ở nhóm 5,00-5,99 cm, tỷ lệ con cái tăng khi kích thước cơ thể tăng. Tỷ lệ cá thể không phân biệt chủ yếu bắt gặp ở các thể kích thước < 6,5cm (Bảng 1).

Tỷ lệ số cá thể ở giai đoạn không phân biệt tập trung chủ yếu ở nhóm ngao dầu có kích thước nhỏ 30-39mm [3].

Hình 6. Tỷ lệ giới tính theo thời gian

Hình 7. Kích thước thành thục lần đầu

- Kích thước thành thục lần đầu: Từ đồ thị và phương trình (Hình 6) cho thấy, tại điểm có tỷ lệ thành thục 50% tương ứng với (Lm50 = 6,25). Thay giá trị L=6,25 vào phương trình tương quan giữa chiều dài và khối lượng của ngao ô vuông (W=0,636*L2,784) tính được Wm50=104,52 g. Như vậy kích thước thành thục lần đầu của ngao ô vuông khoảng 6,25 cm, tương ứng với khối lượng thành thục lần đầu là 104,52g/cá thể.

Bảng 1. Tỷ lệ giới tính theo kích thước

Kích thước (cm)

Số lượng cá thể

Đực Cái Không phân

biệt

SL TL (%) SL TL (%) SL TL (%)

5,00-5,99

35 16 45,71 6 17,14 13 37,14

6,00-6,99

87 46 52,87 39 44,83 2 2,30

7,00-7,99

124 63 50,81 61 49,19

8,00-8,99

112 55 49,11 57 50,89

9,00-9,99

35 17 48,57 18 51,43

3.4. Biến động độ béo của ngao ô vuông

- Biến động độ béo theo thời gian: Hệ số độ béo của ngao ô vuông được xác định bằng tỷ lệ phần trăm giữa khối lượng thân mềm thấm khô và khối lượng toàn thân. Kết quả thu được (Bảng 2) cho thấy độ béo tăng dần từ tháng 1 đến tháng 4 sau đó giảm vào tháng 5 đến tháng 6 và tăng trở lại vào tháng 8-10. Hệ số độ béo của ngao ô vuông cao vào tháng 3 đến tháng 5 và tháng 8 đến tháng 10 cho thấy, đây là các tháng tập trung sinh sản của đối tượng này.

102 Nguyễn Xuân Sinh, Nguyễn Quang Hùng

Bảng 2. Biến động độ béo theo thời gian

Tháng Số lượng

cá thể

Biến động độ béo (%)

Min. Max. Trung bình

1 32 26,51 33,53 29,94±0,33

2 31 29,41 37,34 32,35±0,43

3 33 29,67 40,69 34,42±0,58

4 34 29,33 41,11 34,86±0,44

5 33 29,23 41,10 33,99±0,55

6 32 22,22 32,50 28,36±0,47

7 33 25,54 36,36 31,42±0,38

8 34 28,35 40,42 33,29±0,50

9 35 28,37 41,05 34,55±0,63

10 33 28,30 42,97 34,20±0,78

11 32 26,97 35,38 30,38±0,32

12 31 27,02 40,00 31,09±0,50

Độ béo cao do sự tích lũy chất dinh dưỡng tăng mạnh để phục vụ quá trình phát triển và thành thục của tuyến sinh dục. Như vậy, có thể thấy rằng độ béo và sự thành thục TSD có liên quan mật thiết với nhau, đây cũng sẽ là một yếu tố quan trọng để xác định mùa vụ sinh sản. Theo Nguyễn Chính [1], vào mùa sinh sản, động vật thân mềm béo hơn do tích luỹ vật chất cho quá trình sinh sản.

- Biến động độ béo theo kích thước: Kết quả thu được cho thấy độ béo của ngao ô vuông tăng theo sự tăng của kích thước (5-9cm) cơ thể, độ béo của nhóm có kích thước 5,00-5,99 cm là 30,45%, tiếp theo của nhóm 6,00-6,99 cm là 31,21%... cao nhất là nhóm có kích thước 7,00-7,99cm (33,76%). Tuy nhiên, độ béo giảm khi kích thước đạt 8-10cm (nhóm 8,00-8,99cm là 32,83%, nhóm 9,00-9,99cm là 32,16%). Kết quả này cho thấy độ béo tăng khi kích thước tăng từ 6-8cm và ổn định ở nhóm 8-10cm (Bảng 3).

Bảng 3. Biến động độ béo theo kích thước

Nhóm kích thước (cm)

Số lượng mẫu

Biến động độ béo (%)

Min. Max. Trung bình

5,00-5,99 35 28,38 32,56 30,45±0,18

6,00-6,99 87 22,22 38,24 31,21±0,29

7,00-7,99 124 25,15 41,10 33,76±0,34

8,00-8,99 112 22,41 42,97 32,83±0,37

9,00-9,99 35 27,22 38,03 32,16±0,47

Nghiên cứu của Hoàng Thị Bích Đào [2] cũng cho thấy, độ béo và sự thành thục có quan hệ với nhau, thời gian có độ béo cao trùng với mùa vụ sinh sản của sò huyết và giảm thấp sau mùa vụ sinh sản. Độ béo tăng theo kích thước tăng ở nhóm có kích thước 15-20 mm (16,01%) tăng lên (22,95%) ở nhóm kích thước 31-35 mm, sau đó giảm (21,01%) ở nhóm kích thước > 51 mm.

3.5. Sức sinh sản tuyệt đối, mùa vụ sinh sản

- Sức sinh sản tuyệt đối: Kết quả thu được cho thấy, sức sinh sản tuyệt đối trung bình của ngao ô vuông tăng khi kích thước cơ thể tăng. Số lượng trứng/cá thể cái ở nhóm kích thước 6,00-6,99 cm là 1.280.000 trứng/cá thể, số lượng này tăng lên (3.357.878 trứng/cá thể) khi kích thước cơ thể (7,00-7,99 cm)… (Bảng 4). Sức sinh sản tuyệt đối trung bình đạt cao nhất (6.482.222 trứng/cá thể) khi ngao

có kích thước 9,00-9,99 cm. Tính chung cho tổng thể sức sinh sản tuyệt đối trung bình của ngao ô vuông là 3.736.627 trứng/cá thể.

Bảng 4. Sức sinh sản tuyệt đối của ngao ô vuông

Nhóm kích thước

(cm)

Số lượng cá thể

Số trứng/cá thể cái

Max. Min. Trung bình

6,00-6,99 17 196.0000 82.0000 1.280.000d

±104.782

7,00-7,99 33 6.280.000 1.890.00

0 3.357.878c

±175.676

8,00-8,99 27 6.810.000 3.140.00

0 4.831.111b

±226.968

9,00-9,99 9 6.790.000 5.870.00

0 6.482.222a

±283.562

Tổng 86 Trung bình 3.736.627 ±195.629

Ghi chú: Các giá trị trung bình trong cùng một cột có mũ chữ cái khác thì khác nhau, có ý nghĩa (p<0,05)

So sánh với kết quả nghiên cứu của Dương Văn Hiệp [3] cho thấy, sức sinh sản tuyệt đối của ngao dầu cũng tăng khi kích thước cơ thể tăng, ở nhóm có kích thước 50-59mm (1.328.000 trứng/cá thể) tăng lên (2.630.000 trứng/cá thể) ở nhóm kích thước 60-79mm.

- Mùa vụ sinh sản: Dựa vào những kết quả nghiên cứu về sự phát triển tuyến sinh dục, tỷ lệ thành thục, hệ số độ béo cho thấy, mùa vụ sinh sản tập trung của ngao ô vuông từ tháng 3 đến tháng 5 và tháng 8 đến tháng 10.

4. Kết luận

- Sự phát triển tuyến sinh dục của ngao ô vuông (P. puerpera) trải qua 5 giai đoạn: Không xác định; Tiền giao tử; Phát triển tích cực; Thành thục-sinh sản; Sau sinh sản.

- Tỷ lệ thành thục của ngao ô vuông cao vào tháng 3 đến tháng 5 và tháng 8 đến tháng 10, dao động khoảng 60-80%, kích thước thành thục lần đầu khoảng 6,25cm.

- Cơ cấu giới tính của ngao ô vuông: Tỷ lệ con đực (50,4%), con cái (45,8%) và không phân biệt là 3,8%.

- Sức sinh sản tuyệt đối của ngao ô vuông trung bình là 3,74 triệu trứng/cá thể. Mùa vụ sinh sản tập trung của ngao ô vuông vào tháng 3 đến tháng 5 và từ tháng 8 đến tháng 10.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Nguyễn Chính, Châu Thanh, Trần Mai Kim Hoà (1999), Đặc điểm sinh học sinh sản vẹm vỏ xanh Chloromytilus viridis Linné, 1758, Tuyển tập báo cáo khoa học Hội thảo Động vật thân mềm toàn quốc lần thứ Nhất, Nhà xuất bản Nông nghiệp Tp. Hồ Chí Minh.

[2] Hoàng Thị Bích Đào (2005), Đặc điểm sinh học sinh sản và thử nghiệm sản xuất giống nhân tạo sò huyết, Luận án Tiến sĩ sinh học, Đại học Thủy sản Nha Trang.

[3] Dương Văn Hiệp (2005), Nghiên cứu một số đặc điểm sinh học sinh sản ngao dầu Meretrix meretrix (Linnaeus, 1758) ở vùng biển Cát Hải - Hải Phòng, Luận văn Thạc sĩ nuôi trồng thuỷ sản, Đại học Nông nghiệp I Hà Nội.

[4] Nguyễn Quang Hùng (2012-2014), Bảo tồn, lưu giữ nguồn gen và giống hải sản có giá trị kinh tế, quý hiếm, có nguy cơ tuyệt chủng ở biển Việt Nam, Nhiệm vụ Quỹ Gen, Viện Nghiên cứu Hải sản, Bộ NN&PTNT.

[5] Trương Quốc Phú (1999), Nghiên cứu một số đặc điểm sinh học, sinh hoá và kỹ thuật nuôi nghêu (Meretrix lyrata) đạt năng suất cao,

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 103

Luận án Tiến sĩ sinh học, Đại học Thuỷ sản Nha Trang.

[6] Ngô Anh Tuấn (2005), Đặc điểm sinh học sinh sản và thử nghiệm sản xuất giống nhân tạo điệp seo Comptopallium radula (Linnaeus, 1758), Luận án Tiến sĩ sinh học, Đại học Thuỷ sản Nha Trang.

[7] FAO (1998), The living marine resources of the Western Central Pacific, Volume 1. Seaweed, corals, bivalves and gastropods, FAO species identification guide for fishery purposes, Rome, 1998.

[8] Hanieh Saeedi, Shahrokh P. Raad, Aria A. Ardalan, Ehsan Kamrani and Bahram B. Kiab (2009), Growth and reproduction of Solen dactylus (Bivalvia: Solenidae) on northern coast of the Persian Gulf (Iran), Journal of the Marine Biological Association of the United

Kingdom, 89 (8), pp.1635-1642.

[9] Holland D.A and K.K. Chew (1974), Reproductive cycle of the Manila clam (Venerupis japonica), Proc. Nat. Shellfish. Ass., pp.53-58, Hood Canal, Washington.

[10] Hylleberg J. and R.N. Kilburn (2003), Marine molluscs of Vietnam, Tropical marine mollusc programme, Phuket marine biological center special publication, vol (28),217p.

[11] Quayle D.B and G.F Newkirk (1989), Farming bivalve molluscs methods and development in world aquaculture, Published by The World Aquaculture Society in Association with The International Development Research Center, vol.I, 294p.

(BBT nhận bài: 02/04/2015, phản biện xong: 11/05/2015)

104 Lê Thị Phượng

ĐÁNH GIÁ HIỆU QUẢ ỨNG DỤNG REAL-TIME PCR TRONG CHẨN ĐOÁN VÀ ĐIỀU TRỊ BỆNH NHÂN NHIỄM HEPATITIS B VIRUS (HBV) MẠN TÍNH TẠI

BỆNH VIỆN ĐA KHOA TỈNH BÌNH ĐỊNH

EVALUATION ON EFFICACY OF REAL-TIME PCR APPLICATION IN DIAGNOSIS AND TREATMENT FOR PATIENTS WITH CHRONIC HEPATITIS B VIRUS IN BINH DINH

PROVINCIAL GENERAL HOSPITAL

Lê Thị Phượng

Trường Đại học Kỹ thuật Y tế Hải Dương; phuongsinh@ymail.com

Tóm tắt - Qua nghiên cứu và điều trị 87 bệnh nhân (BN) viêm ganmạn, tại tỉnh Bình Định, dựa trên định lượng HBV-DNA. Cho kếtquả tỷ lệ BN có định lượng HBV-DNA>106 copies/ml giảm từ 79%trước điều trị xuống còn lần lượt 3,7% và 4,9% sau điều trị 3 tháng,6 tháng; tỷ lệ BN dương tính dưới ngưỡng tăng từ 0% trước điềutrị lên 44,4% và 75,3% sau điều trị 3 tháng và 6 tháng. 9/81 BN cóđịnh lượng HBV-DNA không giảm. 5/9 trong số đó được chọn ngẫunhiên đọc trình tự gen vùng RT và vùng Pre-S, xác định đột biếnkháng thuốc. Kết quả 3/5 mang đột biến vùng RT, không phát hiệnđột biến nào trên vùng Pre-S. Sau 6 tháng điều trị bằng thuốckháng virus tenofovir 300 mg (Dark 300mg), các triệu chứng lâmsàng giảm ở mức thấp, tỷ lệ bình thường hóa men gan tăng cao,tỷ lệ BN có định lượng HBV-DNA dưới ngưỡng tăng cao (75,3%).Tần suất đột biến vùng RT khá cao (chiếm 60%). Vùng Pre-Skhông mang đột biến kháng thuốc ở BN viêm gan mạn tại tỉnh BìnhĐịnh.

Abstract - The study and treatment was carried out in 87 patients withchronic hepatitis in Binh Dinh Province based on HBV-DNA quantity. Therates of patients with quantitative HBV DNA levels> 106 copies/mldecreased from 79% (pre-treatment) to 3.7% and 4.9% after 3 months,and 6 months of treatment; The number of patients under detective groupwith positive HBV DNA quantity increased from 0% (pre-treatment) up to44.4% and 75.3% after 3 months and 6 months of treatment.There are9/81 patients whose HBV DNA quantity has not decreased but is likely todevelop again. We randomly selected 5 of 9 patients for genesequencing in the RT and PreS region. The results showed that 3 of 5samples had mutation at RT and no sample had mutations in the Pre-Sregion. After 6 months of treatment with antiretroviral drugs tenofovir 300mg (Dark 300mg), the clinical symptoms decreased at low level, the rateof normalization of liver enzymes increased highly;the rate of patientswith concentration DNA HBV under detective level was 75.3%. The ratesof mutations were high in the RT region with 3/5 (60%). On the contrary,the pre-S region was not the common region where patients with chronichepatitis in Binh Dinh Provincial carried anti drugs mutations.

Từ khóa - định lượng; HbeAg; HbsAg; HBV-DNA; real-time PCR;viêm gan mạn.

Key words - quantity; HbeAg; HbsAg; HBV-DNA; real time PCR.;chronic hepatitis.

1. Đặt vấn đề

Theo ước tính của Tổ chức Y tế thế giới, hiện có khoảng trên 2 tỉ người nhiễm HBV, trong đó hơn 350 triệu người (5%) hiện đang nhiễm HBV mạn tính. Tại Việt Nam, việc lây nhiễm HBV là nguyên nhân chủ yếu gây bệnh gan mạn tính với tỷ lệ cao. Ước tính khoảng 20% dân số Việt Nam bị nhiễm HBV. Trong số đó, có từ 4 - 5 triệu người bị xơ gan hoặc ung thư gan và từ 25 - 45% người mắc bệnh viêm gan B mạn tính có nguy cơ tử vong sớm [10]. Trước đây, các nhà Lâm sàng thường dựa vào những biểu hiện lâm sàng hoặc làm sinh hóa hoặc xét nghiệm miễn dịch để chẩn đoán và điều trị nhưng không hiệu quả trong nhiều trường hợp như ở giai đoạn cửa sổ, bệnh nhân suy giảm miễn dịch và trên các type huyết thanh đột biến của virus. Hơn thế nữa, các chẩn đoán trên không cho kết quả định lượng trong khi việc xác định chính xác hàm lượng virus ở bệnh nhân là cần thiết để theo dõi và đánh giá hiệu quả điều trị. Kỹ thuật real-time PCR đã được áp dụng chẩn đoán HBV cho phép định lượng chính xác HBV-DNA trong máu bệnh nhân, giúp các nhà lâm sàng có một phác đồ điều trị hợp lý, đủ liều lượng, không gây tốn kém về tài chính cũng như thời gian cho bệnh nhân viêm gan mạn.

2. Đối tượng và phương pháp nghiên cứu

2.1. Đối tượng nghiên cứu

87 bệnh nhân viêm gan virus B mạn tính đến khám và điều trị tại Bệnh viện Đa khoa tỉnh Bình Định từ tháng

6/2013 đến hết tháng 12/2013. Tuổi từ 15 trở lên và đạt tiêu chuẩn: Có HBsAg (+) trên 6 tháng;Anti HBc IgG (+);Transaminase (AST, ALT- Alanine aminotransferase) tăng cao hơn 2 lần giá trị bình thường; định lượng HBV-DNA >104 bản copies/ml.

2.2. Phương pháp nghiên cứu: tiến cứu

Bệnh nhân được theo dõi điều trị: Khám, xét nghiệm định kì các chỉ số sinh hóa, định lượng HBV-DNA trước điều trị và định kỳ 3 tháng, 6 tháng.

2.2.1. Xét nghiệm định lượng chức năng gan (transaminase)

Theo khuyến cáo của IFCC (International Federation of Clinical Chemistry) xét nghiệm định lượng chức năng gan (transaminase) giá trị bình thường: AST: 0- 40 U/l; ALT: 0- 40 U/l.

2.2.2. Định lượng HBV-DNA

HBV-DNA được tách chiết bằng Kit DNA extraction của công ty cổ phần Công nghệ Việt Á. DNA tách chiết xong được bảo quản ở - 200C cho tới khi thực hiện phản ứng PCR. HBV-DNA được định lượng bằng kỹ thuật Real time PCR trên hệ thống Real-time Stratagene (Đức), sử dụng TaqMan Probe và bộ mồi đặc hiệu. Trình tự cặp mồi sử dụng cho phản ứng Real-time PCR:

+ Primer 1: HBV-1 CAA GGT ATG TTG CCC GTT TG

+ Primer 2: HBV-2 AAA GCC CTG CGA ACC ACT GA

Kết quả Real-time PCR được nhân với 50.

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 105

2.2.3. Xác định đột biến kháng thuốc vùng Pre-S và RT

Những bệnh nhân được chỉ định điều trị bằng thuốc kháng virus sau 6 tháng, định lượng HBV-DNA không giảm 2 log, hoặc có xu hướng bùng phát HBV-DNA, sẽ được đọc trình tự gen vùng Pre-S và RT để xác định đột biến kháng thuốc. Kết quả được so sánh với trình tự chuẩn trên Genbank.

3. Kết quả và thảo luận

3.1. Xét nghiệm trước điều trị

3.1.1. Tỷ lệ HBeAg (Hepatitis B e antigen) dương tính và HbeAg âm tính (-/+)

Bảng 1. Tỷ lệ HBeAg(+) và HBeAg (-) theo giới.

Giới

HBeAg (+) HBeAg (-)

P Số lượng (n)

Tỷ lệ (%)

Số lượng (n)

Tỷ lệ (%)

Nam (n=64)

25 67,6 39 78 P>0,05

Nữ (n=23)

12 32,4 11 22 P>0,05

P P<0,05 P<0,01

Tổng (n=87)

37 42,5 50 57,5

Kết quả Bảng 1 cho thấy, trong nhóm VGVRB mạn tỷ lệ HBeAg(+) có 37 trường hợp (chiếm 42,5%), HBeAg(-) có 50 trường hợp (chiếm 57,5%). Kết quả này phù hợp với kết quả nghiên cứu của của Phan Từ Khánh Phương [8]; Kao JH ở Đài Loan [4]; Mojiri (2008) ở Tây Nam Iran [6].

3.1.2. Hoạt độ trung bình của Transaminase

Transaminase của các bệnh nhân VGVRB mạn được xét nghiệm trước khi điều trị kháng virus và được lặp lại sau mỗi 3 đến 6 tháng.

Bảng 2. Hoạt độ trung bình Transaminase

Transaminase Hoạt độ trung bình

AST 181,2±189,75

ALT 219,6±172,65

Transaminase tăng trung bình gấp 5-6 lần giá trị bình thường ở bệnh nhân VGVRB mạn. Tỷ lệ De Ritis (AST/ALT)<1. Kết quả này phù hợp với nghiên cứu của Nguyễn Thị Thu Oanh [7].

3.1.3. Định lượng HBV-DNA

Trong tổng số 87 bệnh nhân VGVR B mạn, có 6 bệnh nhân đạt dưới ngưỡng (số bản copies/ml <104) nên không chỉ định điều trị thuốc kháng virus mà đưa vào chương trình được theo dõi. Số lượng bệnh nhân có số bản copies/ml >106 chiếm tỷ lệ cao (73,6%). Điều này cho thấy hầu hết bệnh nhân đến khám và điều trị ở giai đoạn muộn. Kết quả này phù hợp với nghiên cứu của Shao J. (2007) nghiên cứu 213 bệnh nhân VGVRB mạn người Trung Quốc đều có định lượng HBV-DNA rất cao, trung bình là 6,6x109 copies/ml [9].

Bảng 3. Kết quả định lượng HBV-DNA.

HBV-DNA (copies/ml) Số lượng (n=87) Tỷ lệ (%)

<104 6 6,9

104 - 106 17 19,5

>106 64 73,6

Hình 1. Kết quả real time - PCR trước điều trị

Ngưỡng phát hiện: 3x102 copies/ml.

3.2. Liên quan giữa định lượng HBV-DNA với đặc điểm lâm sàng và cận lâm sàng

3.2.1. Với các đặc điểm lâm sàng

Bảng 4. Kết quả liên quan giữa HBV-DNA với các đặc điểm lâm sàng

Triệu chứng <104 104-106 >106 Tổng (%) P

Sốt 1 1 9 11(12,6) >0,05

Chán ăn 6 17 61 84(96,6) >0,05

Mệt mỏi 5 17 62 84(96,6) >0,05

Ngủ kém 4 10 43 57(65,5) >0,05

Đau hạ sườn phải 6 16 45 67(77,0) >0,05

Vàng da, vàng mắt 4 9 24 37(42,5) >0,05

Rối loạn tri giác 0 0 0 0

Các triệu chứng chán ăn, mất ngủ, mệt mỏi gặp phần lớn ở các bệnh nhân có định lượng HBV-DNA khác nhau, triệu chứng sốt có 11 bệnh nhân gặp chủ yếu ở nhóm bệnh nhân có HBV-DNA >106 copies/ml. Đau hạ sườn phải, vàng da, vàng mắt gặp chủ yếu ở nhóm bệnh nhân có HBV-DNA từ 104 đến >106 copies/ml. Tuy nhiên, các số liệu tại Bảng 4 đều có P>0.05. Do vậy không có ý nghĩa về mặt thống kê.

3.2.2. Với một số đặc điểm cận lâm sàng

Bảng 5. Kết quả liên quan giữa HBV-DNA với HBeAg

HBV-DNA (copies/ml)

HBeAg (+); (n=37) HBeAg (-); (n=50)

n % n %

<104 1 2,7 5 10

104 - 106 2 5,4 15 30

>106 34 91,9 30 60

P p=0,001 p=0,01

34 bệnh nhân chiếm 91,9% có HBeAg (+) ở nhóm có định lượng HBV-DNA >106 copies/ml. Nhóm HBeAg (-) có 60% bệnh nhân ở nhóm có định lượng HBV-DNA cao >106 copies/ml, 30% có nồng độ từ 104 - 106copies/ml. 30 bệnh nhân (chiếm 34,5%) nhóm nghiên cứu có nồng độ HBV-DNA >106copies/ml nhưng lại có HBeAg (-). Kết quả này phù hợp với nghiên cứu của Shao J. [9].

3.3. Xét nghiệm kiểm chứng sau điều trị 3 và 6 tháng

81 bệnh nhân có định lượng HBV-DNA ≥ 104 copies/ml được theo dõi và làm các xét nghiệm định kỳ 3 tháng, 6 tháng sau điều trị.

Mẫu xét nghiệm

159042013

(2.97x107

copies/ml)

Mẫu chuẩn dương

104

102

106

Chứng nội

Chứng âm

106 Lê Thị Phượng

3.3.1. Kết quả sau điều trị 3 tháng

Về biến đổi lâm sàng:

Bảng 6. Kết quả biến đổi về lâm sàng sau điều trị 3 tháng

Triệu chứng

Số lượng n=81

Tỷ lệ %

Triệu chứng

Số lượng n=81

Tỷ lệ %

Sốt 0 0 Ngủ kém 29 35,8

Chán ăn

34 42,0 Đau hạ

sườn phải 53 65,4

Mệt mỏi

31 38,3 Vàng da, vàng mắt

28 34,6

Các triệu chứng của viêm gan đều giảm dần sau điều trị 3 tháng, các triệu chứng như: mệt mỏi, chán ăn, đau hạ sườn phải thuyên giảm nhiều so với trước điều trị.

Về biến đổi hoạt độ transaminase:

Bảng 7. Kết quả biến đổi transaminase sau 3 tháng

Transaminase AST ALT

n % n %

GHBT (giới hạn bình thường) 48 59,3 41 50,6

GHTBT (giới hạn trên bình thường)

33 40,7 40 49,4

Hoạt độ trung bình 44,7±21,64 52,7±37,96

Tỷ lệ bình thường hóa men gan ALT ở 81 bệnh nhân sau 3 tháng điều trị là 41 bệnh nhân chiếm 50,6%. Hoạt độ trung bình transaminase của bệnh nhân VGVRB mạn sau 3 tháng điều trị giảm 4-5 lần.

Về biến đổi HBV-DNA:

Hình 2. Kết quả real-time PCR sau điều trị 3 tháng ở bệnh nhân VGVRB mạn. Ngưỡng phát hiện: 3x102 copies/ml.

Bảng 8. Kết quả biến đổi HBV-DNA sau điều trị 3 tháng

HBV - DNA (copies/ml) Số lượng (n = 81) Tỷ lệ (%)

Không giảm 2 2,5

Giảm < 102 8 9,9

Giảm ≥ 102 71 87,6

Giảm dưới ngưỡng phát hiện (< 3x102)

36 44,4

Sau 3 tháng điều trị bằng thuốc kháng virus Dark 300mg, 71/81 bệnh nhân (87,6%) có định lượng HBV-DNA giảm xuống ≥ 102 copies/ml, trong đó có 36 bệnh nhân (44,4%) giảm dưới ngưỡng phát hiện (< 3x102 copies/ml).

Biến đổi HBeAg (+) thành HBeAg (-): Dựa vào Bảng 8 ta thấy, trong 81 bệnh nhân có HBV-DNA ≥ 104 copies/ml có 36

bệnh nhân (44,4%) có HBeAg (+). Biến đổi HBeAg (+) thành HBeAg (-) sau 3 tháng điều trị là 8/36 bệnh nhân chiếm 22,2%.

Bảng 9. Kết quả biến đổi HBeAg(+) thành HBeAg(-)

HBeAg Trước điều trị Sau điều trị 3 tháng

n % n %

HBeAg(+) 36 44,4 28 34,6

HBeAg(-) 45 55,6 53 65,4

Như vậy, các triệu chứng lâm sàng được cải thiện rõ rệt sau 3 tháng điều trị, đặc biệt là các triệu chứng như chán ăn, mệt mỏi, ngủ kém; Hoạt độ trung bình transaminase của bệnh nhân VGVRB mạn sau 3 tháng điều trị giảm 4-5 lần so với giới hạn trên bình thường, không thấy hiện tượng bùng phát ALT sau 3 tháng điều trị; nồng độ DNA HBV sau điều trị 3 tháng có 71/81 bệnh nhân (chiếm 87,6%) giảm ≥ 102 copies/ml, trong đó có 36 bệnh nhân (chiếm 44,4%) giảm xuống dưới ngưỡng phát hiện, phù hợp với nghiên cứu của Đỗ Tuấn Anh (2014) nồng độ DNA HBV dưới ngưỡng phát hiện sau 3 tháng điều trị là 70,8% [1]; tỷ lệ bệnh nhân có HBeAg (+) giảm dần sau 3 tháng điều trị từ 36 bệnh nhân (100%) xuống còn 28 bệnh nhân (77,8%). Điều này cho thấy phác đồ điều trị của chúng tôi là hoàn toàn khả thi.

3.3.2. Kết quả sau điều trị 6 tháng

Về biến đổi lâm sàng:

Bảng 10. Kết quả biến đổi lâm sàng sau điều trị 6 tháng

Triệu chứng n=81 % Triệu chứng n=81 %

Sốt 0 0 Ngủ kém 15 18,5

Chán ăn 12 14,8 Đau hạ sườn phải 23 28,4

Mệt mỏi 18 22,2 Vàng da, vàng mắt 13 16,4

Các triệu chứng lâm sàng giảm sau điều trị 6 tháng được cải thiện, đặc biệt triệu chứng chán ăn giảm còn 14,8% so với sau điều trị 3 tháng (42%) và vàng da, vàng mắt giảm còn 16,4% so với sau điều trị 3 tháng (34,6%).

Về hoạt độ transaminase:

Bảng 11. Kết quả biến đổi hoạt độ transaminase sau điều trị 6 tháng

Transaminase AST ALT

Số lượng (n) Tỷ lệ (%) Số lượng (n) Tỷ lệ (%)

GHBT 65 80,2 55 67,9

GHTBT 16 19,8 26 32,1

Hoạt độ trung bình

36,5±14,1 38,2±27,52

Tỷ lệ bình thường hóa men gan (ALT) tăng cao sau 6 tháng điều trị, thể hiện ở 56 bệnh nhân (67,5%) so với sau điều trị 3 tháng (50,6%). Hoạt độ trung bình transaminase của BN VGVRB mạn sau 6 tháng điều trị nằm trong giới hạn bình thường (4 - 40 U/l). Kết quả này phù hợp với Nguyen Thi Thu Oanh (2012) và Truong B. X. [7,11].

Về biến đổi HBV-DNA:

Bảng 12. Kết quả biến đổi HBV-DNA sau điều trị 6 tháng

Định lượng HBV-DNA (copies/ml) Số lượng (n = 81) Tỷ lệ (%)

Tăng 9 11,1

Giảm 11 13,6

Giảm dưới ngưỡng phát hiện (< 3x102)

61 75,3

106

Mẫu chuẩn dương

Ch

ứn

g n

ội

Ch

ứn

g âm

104

Mẫu xét nghiệm 159042013

6.74 x 105 Copies/ml

102

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 7(92).2015 107

Hình 3. Kết quả real-time PCR sau điều trị 6 tháng

Ngưỡng phát hiện: 3x102 copies/ml.

Sau 6 tháng điều trị có 61 bệnh nhân (chiếm 75,3%) định lượng HBV-DNA dương tính dưới ngưỡng (<3.102copies/ml), có 9 bệnh nhân (chiếm 11,1%) định lượng HBV-DNA tăng trong quá trình điều trị. Truong B. X. Cũng có kết quả tương tự [11].

Biến đổi HBeAg (+) thành HBeAg (-):

Bảng 13. Kết quả Biến đổi HBeAg (+) thành HBeAg (-) sau điều trị 6 tháng

HBeAg n %

HBeAg(+) 21 25,9

HBeAg(-) 60 74,1

Có 15/36 bệnh nhân (chiếm 41,6%) biến đổi HBeAg (+) thành HBeAg(-). Kết quả này phù hợp với nghiên cứu của Phan Từ Khánh Phương (2012) tỷ lệ HBeAg (+) là 45,9%, HBeAg (-) là 54,1% [8]; Kao JH ở Đài Loan cho thấy có 150/272 bệnh nhân VGVRB mạn có HBeAg (+) chiếm 55% [4]; Mojiri (2008) ở Tây Nam Iran cho thấy một tỷ lệ cao HBeAg (-) trong nhóm nghiên cứu chiếm 52,7% [6].

Bảng 14. Tổng hợp kết quả định lượng HBV-DNA trước điều trị và sau điều trị.

Định lượng HBV-DNA (copies/ml)

Trước điều trị Sau điều trị 3

tháng Sau điều trị 6

tháng

n % n % n %

>106 64 79,0 3 3,7 4 4,9

104-106 17 21,0 24 29,6 4 4,9

<104 0 0 18 22,2 12 14,8

Dương tính dưới ngưỡng 0 0 36 44,4 61 75,3

3.4. Kết quả xác định đột biến kháng thuốc trên gen Pre-S và RT của HBV

Sau 6 tháng điều trị có 9/81 bệnh nhân có định lượng HBV-DNA tăng. Điều này gợi ý cho thấy việc dùng thuốc kháng virus không hiệu quả, đây có thể là dấu hiệu của đột biến kháng thuốc. 5 trong số 9 bệnh nhân này được chọn ngẫu nhiên để xác định đột biến kháng thuốc trên vùng Pre-S và vùng RT. Kết quả cho thấy, có 3/5 bệnh nhân (60%) có đột biến ở vùng RT, 5/5 bệnh nhân (100%) không có đột biến vùng Pre-S.

Hình 4. Kết quả đọc trình tự vùng RT của HBV

4. Kết luận

Sau điều trị 6 tháng bằng thuốc kháng virus, các triệu chứng lâm sàng giảm ở mức thấp, tỷ lệ bình thường hóa men gan tăng cao, tỷ lệ bệnh nhân có nồng độ DNA HBV dưới ngưỡng phát hiện là 75,3%.

Tuy nhiên, có 9/81 (chiếm 11,1%) bệnh nhân có định lượng HBV-DNA không giảm mà còn có nguy cơ bùng phát trở lại. 5/9 mẫu nghiên cứu được đọc trình tự vùng RT và Pre-S. Kết quả có 3/5 mẫu bệnh phẩm mang đột biến vùng RT, không phát hiện đột biến nào trên vùng Pre-S.

TÀI LIỆU THAM KHẢO

[1] Do Tuan Anh, Do Le Quyen, Le Lương Tinh, Hoang Tien Tuyen, “Evaluation of efficacy of tenofovir on treatment of pationts with chronic hepatitis B virus at 103 hospital”. Journal of Military Medicine, Vol.1, 2014, pp:102-104.

[2] Ho Tan Dat, Pham Thi Thu Thuy, Nguyen Bao Toan, Nguyen Thi Kieu Oanh, Nguyen Thanh Tong, “Applying sequencing to identify Hepatitis B Virus genotypes and mutations”. Medicine of Vietnam, special edition of December Vol.11(1), 2007, pp:153-158.

[3] Phạm Thị Lệ Hoa, Phan Vĩnh Thọ, Nguyễn V. Hảo, Nguyễn Ngọc Vinh, Lương T. Huệ Tài, Nguyễn Hồng Loan, Vũ T. Thúy Hà, “Đặc điểm viêm gan siêu vi B mạn tính HBeAg (-) trên bệnh nhân nội trú tại Bệnh viện Nhiệt đới”. Y học TP Hồ Chí Minh 12(1), 2008, pp: 131-136.

[4] Jia-Horng Kao Pei-Jer Chen, Ming-Yang Lai, and Ding-Shinn Chen, “Genoptypes and clinical phenotypes of HBV in Patients with Chronic HBV infection”. J Cli Micro 40(4), 2002, pp:1207-1209.

[5] Le Thi Ngoc Lan, Pham Hoang Phiet, “Studying the corelation between HbeAG and DNA”. Medicine of Ho Chi Minh city, Vol. 7(1), 2003, pp:134 -138.

[6] Mojiri Anahita, Abbas Behzad-Behbahani, Mehdei Saberifirozi, Maryam Ardabili, Mahmood Beheshti, Marjan Rahsaz, Mehrdad Banihashemi, Negar Azarpira, Bita Geramizadeh, Baharak Khadang, Afsaneh Moaddeb, Mojgan Ghaedi, Tahereh Heidari, Ardeshir Torab, Alireza Salah, Saeid Amirzadeh, Zahra Jowkar, Davood Mehrabani, Samad Amini-Bavil-Olyaee, Mohammad Ali Dehyadegari, “HBVgenotypes in southwest Iran: Molecular, serological and clinical outcomes”. World journal of Gastroenterology 14(10), 2008, pp:1510-1513.

[7] Nguyen Thi Thu Oanh, “Quantitative HBV-DNA and genotypes of HBV in patients with Hepatitis B Virus”, 2nd level specialist thesis, Hue University of Medicine and Pharmacy, 2012. [8]. Phan Từ Khánh Phương, Trần Xuân Chương, “Nghiên cứu các chỉ điểm của sự nhân lên của HBV và một số yếu tố liên quan ở bệnh nhân viêm gan virus B mạn tính”. Luận án chuyên khoa cấp 2, Đại học Y khoa Huế, 2012.

[8] Shao J., Wei L., Wang H., Sun Y., Zhang L.F., Li J., Dong J.Q, “Relationship between HBVDNA levels and liver histology in patients with chronic hepatitis B”. W J Gastro 13(14), 2007, pp:2104-2107.

[9] Phạm Song, “Viêm gan do virus. Bách khoa thư bệnh học”, NXB Từ điển Bách khoa Hà Nội, 2000, pp: 340-361.

[10] Truong B.X., Seo Y., Yano Y., Ho P.T., Phuong T.M., Long D.V., Son N.T., Long N.C., Kato H., Hayashi Y., Trach N.K., Kasuga M., “Genotype and variations in core promoter and core regions are related to progression of disease in HBV- infected patients from Northern Vietnam”. Int J Mol Med 19(2), 2007, pp: 293-299.

(BBT nhận bài: 03/04/2015, phản biện xong: 20/05/2015)

102

Chứ

ng

âm

104

Mẫu xét nghiệm 159042013 4.50 x 102

Copies/ml

Mẫu chuẩn dương 106

Ch

ứn

g nộ

i