Nghiên cứu phát triển máy phát điện gió trục đứng công suất nhỏ tự điều chỉnh cánh theo hướng gió

Nội dung text: Nghiên cứu phát triển máy phát điện gió trục đứng công suất nhỏ tự điều chỉnh cánh theo hướng gió

1. NGHIÊN CỨU PHÁT TRIỂN MÁY PHÁT ĐIỆN GIĨ TRỤC ĐỨNG CƠNG SUẤT NHỎ TỰ ĐIỀU CHỈNH CÁNH THEO HƯỚNG GIĨ RESEARCH AND DEVELOPMENT OF THE SMALL VERTICAL AXIS WIND TURBINE WITH MOVING BLADES RELATED TO WIND DIRECTION Đặng Thiện Ngơn, Phùng Tấn Lộc Trường đại học Sư phạm Kỹ thuật Tp.Hồ Chí Minh TĨM TẮT Máy phát điện giĩ trục đứng cơng suất nhỏ cĩ thể hoạt động với tốc độ giĩ nhỏ (v < 6 m/s) là một vấn đề đang được quan tâm nghiên cứu phát triển. Đã cĩ nhiều giải pháp được đưa ra như tối ưu biên dạng cánh, sử dụng vật liệu nhẹ cho cánh và các kết cấu liên quan, tăng hiệu suất dynamo, sử dụng các ổ trục cĩ ma sát nhỏ, tự điều chỉnh cánh theo hướng giĩ, Bài báo trình bày các kết quả nghiên cứu về giải pháp tự điều chỉnh cánh theo hướng giĩ dựa vào độ lệch tâm của trục mang chong chĩng giĩ (wind vane) và trục quay của tuabin máy phát điện giĩ trục đứng. Một cơ cấu tự điều chỉnh cánh theo hướng giĩ với các độ lệch tâm tính tốn 45,50, 55, 60 mm đã được thiết kế và thử nghiệm. Các thí nghiệm cho thấy, cơ cấu tự điều chỉnh cánh theo hướng giĩ với độ lệch tâm 50 mm giúp máy phát điện giĩ trục đứng cơng suất nhỏ cĩ biên dạng cánh NACA cĩ thể hoạt động ở tốc độ giĩ vào khoảng 2,5 m/s. Từ khĩa: VAWT; tốc độ giĩ; tự điều chỉnh cánh; độ lệch tâm; biên dạng cánh NACA. ABSTRACT Small vertical axis wind turbine VAWT can operate under small velocity (v < 6 m/s) is an issue that is being researched to develop further. A lot of solutions used to be suggested such as using light material for blades and other structures, increasing efficiency of dynamo, using bearings having small friction coefficient, moving blades related to wind direction, The purpose of this study was the solution of moving blades related to wind direction, which bases on the eccentricity of wind vane’s axis and VAWT’s rotating axis. A moving blades structure related to wind direction automatically with calculated eccentricities 45, 50, 55 and 60 mm are designed and experimented. These resulted in eccentricity value 50 mm makes the small VAWT utilized NACA airfoil type can operate at wind velocity about 2.5 m/s. Keywords: VAWT; wind velocity; blade self-regulating; 1. ĐẶT VẤN ĐỀ máy phát điện giĩ cơng suất nhỏ cĩ thể hoạt Nhu cầu sử dụng các nguồn năng lượng động với vận tốc dưới 6 m/s là chủ đề nĩng tái tạo, đặc biệt là nguồn năng lượng giĩ, để trong những năm gần đây trên thế giới cũng chuyển đổi thành năng lượng điện phục vụ như ở trong nước. cho nhu cầu điện sinh hoạt ở các khu vực Các máy phát điện giĩ cơng suất nhỏ vùng sâu vùng xa, miền núi chưa cĩ nguồn hiện nay đều cĩ ở dạng trục ngang và trục điện lưới quốc gia hiện đang được quan tâm đứng. Xét theo các giới hạn như: diện tích rộng rãi. Bên cạnh đĩ, ở các thành phố lớn khơng gian nhỏ, vận tốc giĩ tương đối thấp, việc nghiên cứu ứng dụng năng lượng giĩ hướng giĩ khơng ổn định thì máy phát điện cũng đang được đầu tư để tăng tỉ lệ nguồn giĩ trục đứng phù hợp hơn vì cĩ kết cấu đơn điện sạch gĩp phần bảo vệ mơi trường. Tuy giản, nhỏ gọn, dễ lắp ráp và sửa chữa cũng nhiên, ngồi các trạm phát điện giĩ cơng suất như lợi thế về giá thành [1-3]. Về hiệu suất lớn cĩ thể được lắp đặt ở một số nơi xác thì máy phát điện giĩ trục ngang cĩ cao hơn định, việc ứng dụng năng lượng giĩ ở các nhưng lại phụ thuộc lớn vào hướng giĩ và tốc thành phố lớn gặp phải một khĩ khăn lớn là độ giĩ. Trong thành phố với nhiều nhà cao giĩ trong thành phố cĩ vận tốc nhỏ (v < 6 tầng, khoảng khơng gian chật hẹp, giĩ quẫn m/s). Do vậy, việc nghiên cứu, phát triển các thì máy phát điện giĩ cơng suất nhỏ dạng trục
2. đứng là lựa chọn phù hợp. Vấn đề đặt ra là cánh đi một gĩc để đĩn giĩ làm tuabin quay. làm thế nào để các máy phát điện này cĩ hiệu Cơ cấu điều chỉnh này khá đơn giản, nhưng suất cao hơn và hoạt động được ở vận tốc giĩ cĩ nhược điểm là gĩc xoay cánh phụ thuộc thấp. Đã cĩ nhiều giải pháp được đưa ra như vào vận tốc giĩ và lực kéo lị xo và đáp ứng tối ưu biên dạng cánh [4], sử dụng vật liệu khá chậm khi hướng giĩ thay đổi. Ngồi ra nhẹ cho cánh và các kết cấu liên quan [5], yêu cầu vận tốc giĩ phải lớn hơn lực kéo lị tăng số lượng cánh, tăng hiệu suất dynamo xo (hình 3). [6], sử dụng các ổ trục cĩ ma sát nhỏ [7], tự điều chỉnh cánh theo hướng giĩ, [8]. Trong các giải pháp đã nêu, giải pháp tự điều chỉnh cánh theo hướng giĩ là một trong các giải pháp cho hiệu suất phát điện lớn do giúp tuabin giĩ cĩ mơmen lớn nên cĩ thể hoạt động ở vận tốc giĩ nhỏ. Désiré Le Gouriérès trình bày nguyên lý “vịng quay lệch tâm” (nguyên lý cam lệch tâm) (rotating ring) [8]. Theo tác giả, một máy phát điện giĩ trục đứng dạng gyromill cĩ cơ cấu tự điều khiển cánh dạng vịng quay lệch tâm đã được chế tạo bởi cơng ty Pinson Energy Corporation, tuy nhiên máy phát điện giĩ này cĩ cơng suất 2 kW và đường kính rotor lên đến 3.65 m. Khi luồng giĩ tác dụng Hình 2. Phương pháp điều chỉnh cánh lên chong chĩng giĩ làm quay trục mang bằng ly tâm của khối lượng quay chong chĩng giĩ được đặt lệch tâm với trục tuabin làm cánh tuabin được điều chỉnh luơn hướng vuơng gĩc với luồng giĩ. Hình 1. Phương pháp điều chỉnh cánh theo nguyên lý vịng quay lệch tâm Một giải pháp khác cũng được Désiré Le Gouriérès (1982) đề cập là phương pháp ly tâm của khối lượng quay để thay đổi gĩc cánh [8, 9]. Khi tốc độ giĩ thay đổi sẽ làm tốc độ quay của tuabin thay đổi dẫn đến lực ly tâm của vật quay cũng thay đổi tác dụng lên cơ cấu xoay cánh tuabin (hình 2). Hình 3. Phương pháp điều chỉnh cánh Nguyên lý điều chỉnh cánh bằng địn bẩy địn bẩy - lị xo [8] lị xo cũng là một giải pháp cĩ thế áp dụng Một số kết cấu điều chỉnh cánh tuabin cho các tuabin giĩ trục đứng cơng suất nhỏ. bằng động cơ bước, động cơ servo [8] cũng Cánh tuabin giĩ cố định trên trục xoay cĩ gắn đã được nghiên cứu đề xuất (hình 4, 5). lị xo giữa giúp cánh ở vị trí cân bằng. Khi Ngồi ra, điều chỉnh cánh bằng động cơ luồng giĩ tác dụng vào làm cánh làm xoay
3. bước, động cơ servo cịn được sử dụng để tuabin giĩ trục đứng cơng suất nhỏ (VAWT) điều chỉnh các cánh của tuabin nhằm mục tự điều chỉnh cánh theo nguyên lý cam lệch đích giảm bề mặt hứng giĩ giúp tuabin giảm tâm đã được xem xét, nghiên cứu phát triển tốc độ quay khi giĩ lớn hơn tốc độ thiết kế. với các thơng số thiết kế như sau: Tuy nhiên, giải pháp sử dụng động cơ bước, - Tuabin giĩ kiểu trục đứng (VAWT) động cơ servo được ứng dụng cho các hệ thống tuabin phát điện cĩ cơng suất lớn. - Biên dạng cánh theo kiểu dáng cánh NACA - Vận tốc giĩ bắt đầu máy hoạt động Vo = 3,0 m/s - Cơng suất nguồn điện phát Pmw < 75 W 2. CƠ SỞ LÝ THUYẾT Khi VAWT vận hành xảy ra hiện tượng dao động theo chu kỳ cĩ liên quan đến số cánh. VAWT với 2 cánh cĩ mơmen dao động cao hơn VAWT 3 cánh [10]. Vị trí cánh phản ánh sự thay đổi động lực học trên cánh, là nguyên nhân gây ra mơmen xoắn thay đổi bất thường [11]. Với VAWT cĩ 3 cánh, gĩc 0 phương vị 3 = 120 sẽ nhỏ hơn gĩc phương 0 vị của VAWT 2 cánh (2 = 180 ) nên cĩ mơmen xoắn nhỏ, ảnh hưởng tới lực động lực học tương đối đều. Hơn nữa, VAWT 3 cánh cĩ chi phí ít hơn VAWT 4 cánh [11]. Trong bài báo này, chúng tơi đề xuất phương án thiết kế VAWT với cơ cấu điều chỉnh cánh theo hướng giĩ bằng cam lệch tâm với các cánh cĩ biên dạng cánh NACA (hình 6). Trong đĩ, trục mang chong chĩng Hình 4. Phương pháp điều chỉnh cánh giĩ được đặt lệch tâm với trục của tuabin một sử dụng động cơ servo [8] khoảng lệch tâm e. Với một hướng giĩ xác định, chong chĩng giĩ sẽ quay và cĩ chiều theo hướng giĩ. Lúc đĩ các cam (cơ cấu điều chỉnh) quay làm gĩc cánh của từng cánh thay đổi để hứng giĩ làm quay tuabin. Trong quá trình quay, 3 cánh vừa quay vừa thay đổi gĩc cánh liên tục kế tiếp nhau đĩn giĩ và xếp cánh lại để lướt giĩ. Quá trình đĩ được thực hiện theo chu kỳ trong suốt thời gian tuabin hoạt động. Bằng phương thức điều chỉnh bằng cam này, VAWT hoạt động được với mọi hướng giĩ khác nhau và cĩ được vận tốc quay cao nhất. Hình 5. Phương pháp điều chỉnh cánh bằng động cơ bước Với định hướng phát triển tuabin phát điện giĩ cơng suất nhỏ cĩ thể hoạt động được trong khơng gian thành phố, máy phát điện
4. mặt: mặt cản và mặt nâng. Với mặt cản tuabin sẽ sinh ra chuyển động bởi dịng khơng khí cản. Và với mặt nâng, tuabin cũng sẽ sinh ra chuyển động do dịng khơng khí nâng cánh. Tỉ số giữa tốc độ vịng quay tại đầu cánh quạt và tốc độ của giĩ được gọi là tỉ số tốc độ giĩ đầu cánh  được xác định qua biểu thức [13]: (3) Trong đĩ: R - Vận tốc gĩc cánh (m/s) Theo lý thuyết, với  < 1, khi V0 thấp thì lực cản tuabin nhỏ và khi V0 cao sẽ gây nên lực cản lớn. Để cĩ được lực nâng tuabin lớn, thơng thường cần phải làm giảm lực cản khi V0 cao. Như vậy, hệ số cơng suất CP sẽ tăng [13]. Giới hạn Betz hoặc hệ số Betz, được tính tốn cho một tuabin giĩ ở điều kiện lý tưởng với trường hợp số cánh vơ hạn [12]. Theo lý thuyết, hệ số CP cĩ giá trị lớn nhất được tính theo cơng thức: 16 C 59% (4) pmax Hình 6. Phương thức điều chỉnh cánh 27 bằng cơ cấu lệch tâm (cam) Trong thực tế cĩ 3 nhân tố làm giảm hệ 2.1 Cơng suất và hiệu suất giĩ tuabin số cơng suất cực đại: Cơng suất giĩ là cơng suất cho bởi động - Tồn tại dịng xốy phía sau tuabin giĩ năng của giĩ trong một diện tích được xác định theo cơng thức [12]: - Số cánh của tuabin là cĩ hạn C - Tỷ số d = 0 1 3 P AV (1) Cl w 2 0 Biết rằng, lực nâng cánh và cản cánh Trong đĩ: được tính như sau: - Khối lượng riêng khơng khí - Lực nâng cánh: (kg/m3) 1 A - Diện tích quét của cánh (m2) F V 2 AC (5a) l 2 0 l V0 - Vận tốc giĩ ( m/s) - Lực cản cánh: Hiệu suất của tuabin giĩ ở điều kiện thơng thường cĩ hệ số cơng suất [12]: 1 2 Fd V0 ACd (5b) 2 Pm Pm Cp P 1 3 (2) w AV Trong đĩ: 2 0 A - Diện tích hứng giĩ của cánh 2 Cánh tuabin giĩ được chia thành hai (m )
5. Cd - Hệ số cản Cl - Hệ số nâng Như vậy, khi thay đổi diện tích bề mặt hứng giĩ của cánh tuabin thì hệ số nâng Cl và hệ số cản Cd cánh thay đổi. Tức là khi thay đổi lực tác dụng lên cánh, lực nâng và lực cản của cánh sẽ làm quay tuabin. Tỉ số Cd/Cl ảnh hưởng đến hiệu suất sử dụng năng lượng giĩ của tuabin. Hình 8. Sơ đồ thay đổi gĩc cánh theo  và 2.2 Động lực học cánh tuabin  [3] Các thơng số trên cánh VAWT được Qua sơ đồ cho thấy, α khơng phụ thuộc phân tích theo động lực học của chong chĩng vào V0 nhưng phụ thuộc vào . Khi  tăng thì giĩ như chỉ ra ở hình 7. giảm. Hướng gió Gĩc cánh α thay đổi giá trị “–“ hay giá  Vcos Vo trị “+” là do ảnh hưởng của hướng giĩ tới. R   Cánh 2 Gĩc cánh α xoay lớn nhất cĩ giá trị: = 0 Fd Vsin w 90 . Hệ số Reynolds được tính bởi: Ft Vo Fn Fl 2 F ___  V0  1  Re c (9) R Cánh 1  Fd Ft Trong đĩ: R Vo c - Chiều dài dây cung cánh (m) R Cánh 3  w Fd w  - Độ nhớt động học khơng khí 2 Vo Ft (m /s) Fn 0 -5 Fl Khơng khí ở 20 C ta cĩ  = 1,5.10 (m2/s) [14]. Lực sinh ra bởi động lực học trên Hình 7. Phân tích lực động lực học cánh cánh tuabin thu được hệ số Cd và Cl theo biên tuabin giĩ trục đứng dạng cánh NACA. Lực đĩ phụ thuộc điều Hình vẽ được xét là tuabin giĩ trục đứng kiện của α và Re [15]. Hệ số Cd và Cl được cĩ 3 cánh, biên dạng cánh NACA. Trong xác định theo cơng thức [14]: điều kiện hướng giĩ được cố định theo một phương. Tuabin cĩ bán kính R (m), vận tốc Cd = 1 – cos2 (10) gĩc  (rad/s), vận tốc giĩ ban đầu V0 (m/s), vận tốc tương đối của giĩ W (m/s). Thành Cl = sin2 (11) phần vận tốc pháp tuyến Vn (m/s) , vận tốc Từ hình 7 ta cĩ lực đẩy FT là lực do giĩ tiếp tuyến Vt (m/s): tác động vào tuabin qua cánh theo hướng dịng khí được tính qua lực tiếp tuyến Ft và Vt = R + V0.cos (6) lực pháp tuyến Fn như sau: Vn = -V0.sin (7) Ft = Fl sin + Fd cos (12) Quan hệ giữa gĩc phương vị  , gĩc cánh (gĩc thay đổi vị trí cánh) α [3]: Fn = Fl cos + Fd sin (13) -1 V -1 sin FT = Ft cos - Fn sin (14) α = tan ( n ) = tan (- ) (8) V cos t Khi phân tích động lực học cánh tuabin giĩ trục đứng (hình 7), ta nhận thấy gĩc α cĩ
6. ảnh hưởng quan trọng đến độ lớn lực đẩy FT. theo biểu thức sau [16]: Fl Ở hình 8, khi  nhỏ thì α lớn và tỉ số nhỏ. D Fd 1,2 D 1,2.H (15) H Khi  lớn thì α nhỏ, lực nâng cánh Fl nhỏ. Điều kiện tốt nhất là khi  = 3 ÷ 5 để α đủ Trong đĩ: lớn, lực nâng cánh Fl cũng lớn và đủ để tỉ số D - Đường kính của tuabin (m) cao [13]. H - Chiều cao của cánh giĩ (m) 2.3 Thiết kế tuabin tự điều chỉnh cánh Diện tích quét của tubin là: bằng cam lệch tâm A = .D.H A = 1,2. .H2 (16) Kết cấu VAWT cơng suất nhỏ biên dạng cánh NACA sử dụng cơ cấu tự điều chỉnh Thay (15) và (16) vào (1) ta cĩ: cánh theo hướng giĩ bằng cam lệch tâm được 2 3 đề xuất như ở hình 9. Pmv = 75 = 0,625.1,2. .H .3 (17) = 63,585.H2 75 H 1,08 (m) 63 Thế vào (15) ta được: D = 1,2 * 1,086 = 1,3 (m) Qui chuẩn, chọn: H = 1,1 (m); D = 1,3 (m) Từ (16) ta cĩ diện tích quét của rơto là: A .1,3.1,1 4,49 (m2 ) - Chiều dài dây cung cánh [17]: c 0.374 c = R.0,374 = 0,65.0,37 = 0,24 Hướng gió R (m) Vo Cánh 2 Các thơng số chính của cơ cấu điều chỉnh cánh gồm (hình 10): L2 - Các thanh điều khiển cánh L1, L2, L3 cĩ cùng kích thước với bán kính VAWT, Cánh 1 được liên kết với một trục phụ song song với e trục tuabin bằng các ổ lăn. Các thanh này L1 được bố trí xếp chồng lên nhau (song song nhau). L3 - Một đầu trục phụ liên kết với trục tuabin bằng một thanh ngang tạo thành một khoảng lệch tâm e với trục tuabin. Cánh 3 - Đầu kia của trục phụ liên kết với trục Hình 9. VAWT cơng suất nhỏ tự điều chỉnh gắn chong chĩng giĩ cũng bằng một thanh cánh đĩn giĩ bằng cam ngang sao cho trục gắn chong chĩng giĩ Để đảm bảo độ cứng vững của tuabin giĩ cùng tâm với trục tuabin. trục đứng khi thiết kế, đường kính của tuabin và chiều cao cánh được chọn cố định tỷ lệ
7. Chong chóng Để xác định được độ lệch tâm e phù hợp gió với gĩc cánh α hứng giĩ tốt nhất, tức là lực đẩy sinh ra trên từng cánh của VAWT đạt giá trị lớn nhất. Khi đĩ ta cĩ mơmen quay lớn nhất và tuabin quay nhanh nhất. Vì vậy để xác định độ lệch tâm e phù hợp ta phải tính Ngõng trục Lệch tâm e (có ổ lăn) các lực đẩy trên 3 cánh FT1, FT2, FT3. Dựa vào sơ đồ cơ cấu điều chỉnh cánh (hình 11) ta Trục Roto thấy: khi vận tốc giĩ cố định một hướng, nếu Thanh điều khiển (có ổ lăn) e tăng một giá trị thì gĩc cánh α trên 3 cánh góc cánh sẽ cĩ các giá trị gĩc cánh α ’, α ’, α ’ khác Hình 10. Cơ cấu điều chỉnh cánh 1 2 3 nhau. Ta khảo sát nhiều giá trị e khác nhau, Như vậy, với kết cấu này ta thấy khi thay tính tốn các lực đẩy FTi theo các cơng thức đổi khoảng cách lệch tâm e sẽ dẫn đến gĩc (12), (13), (14) và gĩc cánh αi’ tương ứng. cánh α thay đổi sang gĩc ’ (hình 11). Tiêu chí lựa chọn độ lệch tâm e tốt là tổng các lực đẩy F lớn nhất, và gĩc cánh α ’ Hướng gió Ti i trên 3 cánh hứng giĩ tốt nhất. Cánh 2  Vo L2 Cánh 1   R e L1   L3 Cánh 3 Hình 11. Sự thay đổi gĩc cánh ’ Bảng 1. Giá tri lực đẩy cánh tuabin tính tốn khi vận tốc giĩ V0 =3 m/s Độ lệch Cánh 1 Cánh 2 Cánh 3 Lực đẩy Lực đẩy Lực đẩy Lực đẩy tâm e α’ α’ α’ cánh 1 cánh 2 cánh 3 tổng 3 (mm) (độ) (độ) (độ) cánh (N) FT (N) FT (N) (N) 0.00 0.00 30.00 30.000 0.000 -1.890 0.630 -1.260 5.00 3.49 23.28 31.310 0.022 -1.410 0.638 -0.754 10.00 3.09 20.23 28.690 0.017 -1.200 0.622 -0.560 15.00 2.71 17.17 26.060 0.013 -0.990 0.603 -0.371 20.00 2.36 14.09 23.400 0.010 -0.780 0.580 -0.191 25.00 2.03 10.99 20.720 0.007 -0.580 0.551 -0.026 30.00 1.73 7.86 18.000 0.005 -0.400 0.515 0.121 35.00 1.45 4.68 15.230 0.004 -0.220 0.468 0.247 40.00 1.20 1.46 12.400 0.003 -0.070 0.410 0.347 45.00 0.98 -1.84 9.510 0.002 0.078 0.338 0.418 50.00 0.78 -5.22 6.520 0.001 0.205 0.249 0.455 55.00 0.60 -8.69 3.460 6E-04 0.315 0.142 0.457 60.00 0.45 -12.32 0.000 4E-04 0.408 0.000 0.409 65.00 0.33 -16.10 -3.130 2E-04 0.484 -0.150 0.338 70.00 0.23 -20.08 -6.690 9E-05 0.543 -0.330 0.210 75.00 0.15 -24.35 -10.480 4E-05 0.589 -0.550 0.035
8. 80.00 0.11 -28.99 -14.600 2E-05 0.624 -0.810 -0.191 85.00 0.00 -34.20 -19.160 0.000 0.656 -1.120 -0.467 Từ bảng số liệu tính tốn (bảng 1) ta nhận thấy: - Lực đẩy FT1 ở cánh 1 rất nhỏ. Vì gĩc α’ thay đổi nhỏ, do đĩ cánh 1 ít cản giĩ ít gây ảnh hưởng đến mơmen quay của tuabin. - Lực đẩy ở cánh 2 (FT2) tăng tỉ lệ thuận với độ lệch tâm e. - Lực đẩy ở cánh 3 (FT3) cĩ giá trị tăng dần đến một giới hạn rồi giảm lần xuống. Giá trị lớn nhất của FT3 cĩ được ứng với các độ lệch tâm e = 50 mm (FTi = 0.455 N) và e = 55 mm (FTi = 0,457 N)). - Các độ lệch tâm e = 45, 50, 55, 60 (mm) cĩ giá trị lực đẩy tổng FTi của 3 cánh vượt trội so với các độ lệch tâm khác. Đây sẽ là các giá trị sẽ được thiết kế và thử nghiệm để xác định một độ lệch tâm cho vận tốc giĩ / số vịng quay của tuabin là lớn nhất. Từ các kết quả tính tốn trên, một tuabin giĩ trục đứng cơng suất nhỏ tự điều chỉnh cánh đĩn giĩ bằng cam lệch tâm đã được tính tốn, thiết kế và chế tạo với các thơng số kỹ thuật sau: - Đường kính của roto: D = 1,3 (m) - Chiều cao cánh tuabin: H = 1,1 (m) - Dạng cánh NACA2412 - Chiều dài dây cung cánh: c = 0,24 (m) - Chiều dài thanh liên kết cánh: L1 = L2 = L3 = ½ D = 0.65 (m) - Chiều dài khoảng lệch tâm: e = 0,045- 0,050 - 0,055 - 0,060 (m) - Gĩc xoay cánh lớn nhất: α’ = 360 - Dynamo phát điện loại: MOOG DC Permanent Magnet Motor Type C34- L60W30M12E56. Hình 12. Tuabin giĩ tự điều chỉnh cánh đã chế tạo 3. THỰC NGHIỆM – ĐÁNH GIÁ 3.1 Thực nghiệm xác định giá trị lệch tâm e Qua bảng giá trị lực đẩy 1 (bảng 1) ta lựa chọn được các giá trị lệch tâm cho cam lần lượt là e1 = 45 (mm), e2 = 50 (mm), e3 = 55 (mm) và e4 = 60 (mm). Các thí nghiệm được tiến hành cho mỗi một độ lệch tâm với các vận tốc giĩ V0 = 2,5 – 3,0 – 3,5 m/s để cĩ được giá trị lệch tâm tốt nhất. Qua đĩ sẽ kiểm chứng với kết quả lý thuyết để chọn giá trị độ lệch tâm tốt nhất. Thiết bị tạo giĩ nhân tạo được sử dụng là quạt giĩ cơng nghiệp Propeller Ventilator SHT- 40 với tốc độ quay của cánh quạt được điều khiển bằng biến tần, lưu lượng giĩ đạt đến 96 m3 và áp suất giĩ khoảng 700 Pa. Tốc độ giĩ được đo qua cảm biến đo tốc độ giĩ (YJFS Wind Speed
9. Sensor Pulse Signal H4A5) được kết nối với máy tính. Hình 13. Thiết bị tạo giĩ nhân tạo và cảm biến đo giĩ YJFS -H4A5 Tương ứng với từng độ lệch tâm e = 45,50, 55, 60 (mm) được lắp đặt vào tuabin giĩ sẽ tiến hành thử nghiệm ở các tốc độ giĩ 2,5 / 3,0 / 3,5 (m/s). Các dữ liệu được ghi lại khi tuabin hoạt động ổn định, nhịp lấy mẫu là 5s và được lặp lại 3 lần. Bảng 2. Vận tốc, số vịng quay của tuabin khi vận tốc giĩ V0 = 2,5 m/s Độ lệch tâm Lần 1 Lần 2 Lần 3 Trung bình (mm) V (m/s) N (v/p) V (m/s) N (v/p) V (m/s) N (v/p) V (m/s) N (v/p) e1 = 45 2,59 40 2,63 41 2,50 40 2,57 40,3 e2 = 50 2,67 42 2,58 43 2,54 44 2,59 43,0 e3 = 55 2,54 35 2,63 36 2,63 36 2,60 35.6 e4 = 60 2,38 29 2,50 28 2,54 32 2,47 29,6 Bảng 3. Vận tốc, số vịng quay của tuabin khi vận tốc giĩ V0 = 3,0 m/s Độ lệch tâm Lần 1 Lần 2 Lần 3 Trung bình (mm) V (m/s) N (v/p) V (m/s) N (v/p) V (m/s) N (v/p) V (m/s) N (v/p) e1 = 45 2,96 47 3,00 47 3,04 46 3,00 46,6 e2 = 50 3,13 50 3,08 50 3,13 49 3,11 49,6 e3 = 55 3,08 45 3,04 45 3,00 44 3,04 44,6 e4 = 60 3,00 38 2,92 38 3,13 39 3,01 38,3 Bảng 4. Vận tốc, số vịng quay của tuabin khi vận tốc giĩ V0 = 3,5 m/s Độ lệch tâm Lần 1 Lần 2 Lần 3 Trung bình (mm) V (m/s) N (v/p) V (m/s) N (v/p) V (m/s) N (v/p) V (m/s) N (v/p) e1 = 45 3,42 50 3,38 51 3,50 52 3,43 51,0 e2 = 50 3,46 52 3,46 52 3,42 53 3,44 52,3 e3 = 55 3,38 48 3,46 50 3,50 51 3,44 49,6 e4 = 60 3,38 41 3,42 43 3,46 41 3,42 41,6 Từ các bảng số liệu 2 đến 4 ta cĩ thể thấy tuabin giĩ cĩ giá trị lệch tâm giữa trục tuabin và trục mang chong chĩng giĩ e = 50 (mm) cĩ vận tốc giĩ và số vịng quay của lớn hơn các giá trị lệch tâm e = 45, 50, 60 (mm). Kết quả thực nghiệm này cũng phù hợp với kết quả tính tốn lý thuyết nên giá trị lệch tâm e = 50 (mm) được chọn để lắp đặt cho tuabin giĩ và đưa vào thử nghiệm thực tế. 3.2 Thực nghiệm xác định khả năng hoạt động của tuabin Tuabin được lắp đặt cam cĩ độ lệch tâm e = 50 (mm). Sử dụng biến tần để đặt các tốc độ giĩ 2,5 – 3,0 – 3,5 (m/s) để thử nghiệm hoạt động của tuabin. Mỗi một tốc độ giĩ sẽ được thử nghiệm trong 15 phút, dữ liệu được tự động ghi lại trên máy tính và được lặp lại 3 lần.
10. Bảng 5. Thử nghiệm tuabin khi vận tốc giĩ V0 = 2,5 m/s Lần Lần Lần Trung Thơng số 1 2 3 bình Vận tốc (m/s) 2,67 2,58 2,54 2,59 Số vịng quay (v/ph) 42 43 44 43 Điện áp (V) 6,66 7,03 6,98 6,89 Bảng 6. Thử nghiệm tuabin khi vận tốc giĩ V0 = 3,0 m/s Lần Lần Lần Trung Thơng số 1 2 3 bình Vận tốc (m/s) 3,08 3,13 3,04 3,08 Số vịng quay (v/ph) 50 50 49 49,7 Điện áp (V) 7,63 7,89 7,82 7,78 Bảng 7. Thử nghiệm tuabin khi vận tốc giĩ V0 = 3,5 m/s Lần Lần Lần Trung Thơng số 1 2 3 bình Vận tốc (m/s) 3,46 3,46 3,42 3,44 Số vịng quay (v/ph) 52 52 53 52,3 Điện áp (V) 7,72 7,86 8,31 7,96 Kết quả thử nghiệm cho thấy: - Tuabin giĩ cĩ thể hoạt động ở tốc độ giĩ thấp V0 = 2,5 (m/s). Ở tốc độ giĩ này, tuabin đã phát ra dịng điện cĩ điện thế trung bình khoảng 6,89 (V). - Khi luồng giĩ khơng đổi, tuabin hoạt động ổn định: chong chĩng giĩ đứng yên, số vịng quay của tuabin đạt được gần như khơng đổi. - Ở vận tốc giĩ V0 = 3,5 (m/s) - vận tốc giĩ khá thường gặp trên địa bàn thành phố Hồ Chí Minh - tuabin hoạt động ổn định với số vịng quay n = 52 vịng/phút, điện áp 7,96 (V) và cường độ là 1 (A). Với nguồn điện này qua nghịch lưu cĩ thể sử dụng để thắp sáng 1 đèn 60W. 4. KẾT LUẬN Một máy phát điện giĩ trục đứng tự điều chỉnh cánh theo hướng giĩ bằng cam lệch tâm đã được nghiên cứu phát triển. Các tính tốn cho thấy tuabin cĩ kích thước chiều cao cánh H = 1,1 (m), đường kính tuabin D = 1,3 (m), độ lệch tâm e = 50 (mm) đã cĩ thể hoạt động ở tốc độ giĩ thấp V0 = 2,5 (m/s) và quay được 43 vịng/phút cho dịng điện cĩ điện thế từ 6,89 (V) (sử dụng dynamo phát điện DC Permanent Magnet Motor Type C34-L60W30M12E56). Hệ thống cĩ mơ hình khí động học phù hợp với biên dạng cánh NACA2412, chi phí chế tạo rẻ đáp ứng được các tiêu chí về máy phát điện giĩ trục đứng. Các khảo nghiệm đã cho thấy dịng điện thu được khi hoạt động ở tốc độ giĩ thường gặp ở thành phố Hồ Chí Minh V0 = 3,0 (m/s) cịn thấp nên cần kết hợp với điện mặt trời để cĩ được nguồn điện cơng suất lớn hơn đáp ứng cho nhu cầu thắp sáng qui mơ hộ gia đình. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Pope1 K., Naterer G. F., Dincer I. and Tsang E., Power correlation for vertical axis wind turbines with varying geometries, International Journal of Energy Research, Volume 35, Issue 5, pages 423–435 (2011). [2] Armstrong S., Fiedler A. and Tullis S., Flow separation on a high Reynolds number, high solidity vertical axis wind turbine with straight and canted blades and canted blades with fences, Renewable Energy v41, 13-22 (2012). [3] Mazharul Islam, David S.-K. Ting, Amir Fartaj, Aerodynamic models for Darrieus-type
11. straight-bladed vertical axis wind turbines, Renewable and Sustainable Energy Reviews 12(4):1087-1109, 2008. [4] Robert Gasch, Jochen Twele, Wind Power Plants: Fundamentals, Design, Construction and Operation, 2nd Edition, Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2012. [5] Barlas T. K.; van Kuik, G.A.M; Review of state of the art in smart rotor control research for wind turbines. Prog. Aerosp. Sci. 2010, 46, 1–27. [6] Djamila Rekioua, Wind Power Electric Systems: Modeling, Simulation and Control, Springer-Verlag London, 2014. [7] Gerhard Schweitzer, Eric H. Maslen (Editors), Magnetic Bearings - Theory, Design, and Application to Rotating Machinery, Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2009. [8] Désiré Le Gouriérès (1982), Wind Power Plants: Theory and Design, Pergamon Press, 1982. [9] Erich Hau, Wind Turbines: Fundamentals, Technologies, Application, Economics, 3rd Edition, Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2013. [10] Castelli M. R., Betta S. D. and Benini E., Effect of Blade Number on a Straight-Bladed Vertical-Axis Darreius Wind Turbine, World Academy of Science, Engineering and Technology, Vol. 61, No. 13 (2013), pp. 305-311. [11] Hill N., Dominy R., Ingram G. and Dominy J., Darrieus turbines: The physics of self- starting, Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers Part A Journal of Power and Energy 223(1), 2009. [12] James F. Manwell, Jon G. McGowan, Anthony L. Rogers, Wind Energy Explained: Theory, Design and Application, 1st Edition, Wiley, 2009 [13] Paraschivoiu, Wind Turbine Design: With Emphasis on Darrieus Concept, 1st Edition, Polytechnic International Press, Canada, 2002. [14] David Wood, Small Wind Turbine: Analysis, Design and Application, Springer-Verlag London Limited, 2011. [15] Kirke B., Evaluation Of Self-Starting Vertical Axis Wind Turbines For Stand-Alone Applications, PhD. Thesis, Griffith University, 1998. [16] Andrew Tendai Zhuga, Benson Munyaradzi and Clement Shonhiwa, Design of Alternative Energy Systems: A Self-Starting Vertical Axis Wind Turbine for Stand-Alone Applications (charging batteries), Chinhoyi University of Technology, ZIMBABWE, 2006. [17] Tony Burton, David Sharpe, Nick Jenkins, Ervin Bossanyi, Wind Energy Handbook, 2001 by John Wiley & Sons, Ltd, 2001, pp. 140. Thơng tin liên hệ tác giả chính (người chịu trách nhiệm bài viết): Họ tên: Đặng Thiện Ngơn Đơn vị: Bộ mơn Cơng nghệ Chế tạo máy Điện thoại: 0913 804803 Email: ngondt@hcmute.edu.vn
12. BÀI BÁO KHOA HỌC THỰC HIỆN CƠNG BỐ THEO QUY CHẾ ĐÀO TẠO THẠC SỸ Bài báo khoa học của học viên cĩ xác nhận và đề xuất cho đăng của Giảng viên hướng dẫn Bản tiếng Việt ©, TRƯỜNG ĐẠI HỌC SƯ PHẠM KỸ THUẬT TP. HỒ CHÍ MINH và TÁC GIẢ Bản quyền tác phẩm đã được bảo hộ bởi Luật xuất bản và Luật Sở hữu trí tuệ Việt Nam. Nghiêm cấm mọi hình thức xuất bản, sao chụp, phát tán nội dung khi chưa cĩ sự đồng ý của tác giả và Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP. Hồ Chí Minh. ĐỂ CĨ BÀI BÁO KHOA HỌC TỐT, CẦN CHUNG TAY BẢO VỆ TÁC QUYỀN! Thực hiện theo MTCL & KHTHMTCL Năm học 2017-2018 của Thư viện Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Tp. Hồ Chí Minh.