Tài liệu Tan so dao dong khung có nút nửa cứng (do minh duc)

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 3(88).2015 KHOA HỌC KỸ THUẬT Khả năng chịu sét của cách điện trạm biến áp 500kV Lightning-against capability of insulator at 500kV power substation Nguyễn Hồng Anh, Đinh Thành Việt, Lê Cao Quyền, Trần Viết Thành 1 Ảnh hưởng kích thước mũ cột đến bề dày của sàn bê tông ứng lực trước Effects of the column head dimension on the thickness of post - tensioned concrete floors Trương Hoài Chính, Lê Thanh Phú 6 Một giải pháp phân tích khung có nút nửa cứng: xem nút nửa cứng là một phần tử An analytical solution of frames with semi-rigid connections: considering semi-rigid connection as an element Đỗ Minh Đức, Lê Khánh Toàn 11 Mô hình phát triển tối ưu của hệ thống điện Việt Nam có tính đến chế độ của các nguồn phát thủy điện và đường dây truyền tải Optimal development model of power system in Vietnam with regard to the regime of hydropower sources and transmission line Ngô Văn Dũng, Nguyễn Hữu Hải, Ngô Tuấn Kiệt 15 Nghiên cứu hiện tượng dòng điện tích trong dầu khoáng trắng A study on the phenomenon of streamers in white mineral oil Nguyễn Văn Dũng 20 Động cơ hybrid biogas-diesel Biogas-diesel hybrid engine Bùi Văn Ga, Nguyễn Việt Hải, Nguyễn Văn Anh, Bùi Văn Hùng 26 Điều khiển máy điện gió không đồng bộ nguồn kép (DFIG) khi điện áp mất đối xứng với bộ ổn định mô-men Control of wind-turbine doubly fed induction generator (DFIG) under unbalanced voltage dip with torque stability controller Nguyễn Thanh Hải 30 Phân tích dầm bê tông cốt composite ứng suất trước Analysis of reinforced concrete composite beam prestressed Hoàng Phương Hoa, Nguyễn Huỳnh Minh Trang 35 Tổng quan về tấn công sun-phát bên ngoài đối với bê tông A review of external sulphate attacks on concrete Nguyễn Văn Hướng 42 Tách đảo lưới điện phân phối có nguồn điện phân tán – giải pháp nâng cao độ tin cậy cung cấp điện Islanding distribution grids with distributed generation sources – a solution for improving the reliability of power supply Nguyễn Duy Khiêm, Trần Đình Long 46 Nghiên cứu tính toán các thông số cài đặt cho rơle kỹ thuật số SEL-387A bảo vệ máy biến áp Studying and calculating parameters for setting digital relay SEL-387A to protect transformers Phạm Văn Kiên, Hoàng Trần Thế 50 Ảnh hưởng của nồng độ bột titan đến năng suất bóc tách và độ nhám bề mặt thép H13 trong gia công tia lửa điện với điện cực Graphit Effects of titanium powder concentrations on material removal rate and surface roughness of H13 steel in electrical discharge machining with Graphite electrode Bành Tiến Long, Ngô Cường, Nguyễn Hữu Phấn, Dương Minh Toán 56 Nghiên cứu tổng hợp hạt nano bán dẫn hữu cơ PTCDA cấu trúc β synthesis of β-phase PTCDA organic semiconductor nanoparticles Nguyễn Linh Nam 60 Sử dụng phương pháp định giá thị trường gián tiếp trong xác định giá trị môi trường do tác động của dự án thủy điện Using indirect market approach to value environmental impacts by hydro-power investment projects Lê Thị Kim Oanh 64 Thiết kế DDR3 sdram controller trên nền tảng FPGA Designing DDR3 sdram controller based on FPGA Phạm Văn Phát 69 Điều khiển trượt hệ nâng vật trong từ trường dùng mạng nơ-ron hàm cơ sở xuyên tâm Sliding mode control for magnetic levitation system using radial basis function neural network Nguyễn Ngô Phong, Nguyễn Chí Ngôn, Ngô Quang Hiếu 74 Nghiên cứu thiết kế mạch sạc pin sử dụng năng lượng mặt trời cho điện thoại di động Studying and designing battery charger circuit using solar energy for mobile phone Vũ Vân Thanh 79 Thiết kế chế tạo mạch điều khiển CDA điều khiển máy CNC plasma CP2060 Making CDA control circuit to control CNC plasma CP2060 machine Ngô Tấn Thống, Hồ Trần Anh Ngọc, Tô Tấn Trung Dũng 84 Nghiên cứu khử hydro sulfua trong biogas bằng phương pháp sinh học Study of removing hydrogen sulfide from biogas using biological process Trương Lê Bích Trâm, Phạm Đình Long  88 Phân tích sóng hài của kháng điện bù ngang điều khiển bằng thyristors (TCR) trong hệ thống điện Analysing harmonics generated by thyristor-controlled reactors used in power systems Trần Tấn Vinh 91 KHOA HỌC TỰ NHIÊN Nghiên cứu độc tính cấp các sản phẩm giảm cân của axit hydroxycitric A study of toxicity of weight losing supplements containing hydroxycitric acid Đào Hùng Cường, Phan Thảo Thơ, Vũ Thị Hạnh Yến 95 Đánh giá rủi ro sức khỏe của con người do kim loại nặng (crom và chì) trong rau xà lách (lactuca sativa l.) trồng tại vùng rau chuyên canh thôn Khúc Lũy, xã Điện Minh, huyện Điện Bàn, tỉnh Quảng Nam Assessment of human health risk due to heavy metals (chrome and lead) in lettuce grown at Khuc Luy’s vegetable field, Dienminh commune, Dienban district, Quangnam province Đoạn Chí Cường, Võ Văn Minh, Phạm Thị Thúy Ngà 99 Nghiên cứu tuyển chọn các chủng nấm trichoderma có khả năng đối kháng mạnh với nấm bệnh fusarium gây bệnh héo vàng trên cây chuối tại huyện Đại Lộc, tỉnh Quảng Nam A study of the selection of trichoderma strains strongly resistant to fusarium fungus - the cause of yellow wilting on banana trees in Dailoc district, Quangnam province Đỗ Thu Hà 104 Giải pháp hệ thống thi trắc nghiệm khách quan ứng dụng công nghệ không dây Building objective test system using wireless technology Trương Minh Huy, Nguyễn Thanh Bình 109 Khảo sát thành phần hoá học của một số dịch chiết từ hoa đu đủ đực thu hái tại Đà Nẵng Researches on chemical composition of extractions from male carica papaya l. flowers collected in Danang Giang Thị Kim Liên, Đỗ Thị Lệ Uyên 114 Đặc trưng phổ và điện hóa của TCNQF4(2,3,5,6-tetraflo-7,7,8,8-tetracyanoquinondimetan) và các anion của TCNQF4 Spectroscopic and electrochemical characteristics of TCNQF4(2,3,5,6-tetraflo-7,7,8,8-tetracyanoquinondimethane)and anions of TCNQF4 Trần Đức Mạnh 119 Ảnh hưởng của dung dịch ECA lên chất lượng chất xơ thực phẩm thu hồi từ phế liệu chế biến rau quả bằng phản ứng enzyme The influence of the ECА solution on the quality of dietary fibers reclaimed from the wasted materials of processed fruit and vegetables via enzymes reactions Phạm Thị Mỹ, Bùi Xuân Đông 122 Hiện trạng và đề xuất giải pháp khai thác, sử dụng nguồn lợi rong mơ (sargassum) tại khu vực biển Bàn Than, xã Tam Hải, huyện Núi Thành, tỉnh Quảng Nam Current condition and proposed solution to sargassum resources use and exploitation in the area of Ban Than, Tamhai commune, Nuithanh district, Quangnam province Phạm Thị Kim Thoa, Nguyễn Thị Phượng 126 Ảnh hưởng của các chất nền khác nhau đến một số chỉ tiêu sinh trưởng, năng suất và phẩm chất của cây cải rỗ (Brasscia Oleracea L. Var. Viridis L) trồng trong chậu The inlfuence of different substrates on some indices of the growth, productivity and the quality of cow cabbage (Brassica Oleracea L. Var. Viridis L.) Grown in pots Võ Minh Thứ, Trần Bá Công 130 KHOA HỌC Y, DƯỢC Xác định các yếu tố nguy cơ để tầm soát và dự phòng ung thư vú tại tỉnh Bình Định Identification of risk factors for screening and prevention of breast cancer in Binhdinh province Lê Thị Phượng 134 ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 3(88).2015 1 KHẢ NĂNG CHỊU SÉT CỦA CÁCH ĐIỆN TRẠM BIẾN ÁP 500KV LIGHTNING-AGAINST CAPABILITY OF INSULATOR AT 500KV POWER SUBSTATION Nguyễn Hồng Anh1 , Đinh Thành Việt2, Lê Cao Quyền3 , Trần Viết Thành3 1 Đại học Quy Nhơn; [email protected] 2 Đại học Đà Nẵng; [email protected] 3 Công ty CP TVXD Điện 4; [email protected]; [email protected] Tóm tắt - Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu đánh giá khả năng chịu sét của cách điện 500kV cũng như giải pháp mới cho việc lựa chọn mức cách điện xung (BIL) của các thiết bị trong trạm biến áp 500kV. Để thu được kết quả, trong bài báo đã sử dụng phần mềm EMTP – RV để mô phỏng phân tích hiện tượng sét đánh lan truyền vào trạm và điện áp xung sét tác động lên các vị trí khác nhau trong trạm trong các trường hợp nguy hiểm nhờ tạo ra các dạng sóng quá điện áp khí quyển, đặc biệt là tính toán trường hợp sự cố nguy hiểm tạo ra hiện tượng sóng sét lan truyền vào trạm do quá điện áp khí quyển gây nên tại cột cuối của đường dây truyền tải 500kV đấu nối vào trạm. Từ đó đã đánh giá được giá trị xung sét tại các vị trí trọng yếu đồng thời đưa ra kết quả lựa chọn mức cách điện nhẹ hơn so với các yêu cầu truyền thống mà vẫn đảm bảo được điều kiện vận hành bình thường. Abstract - This paper presents the result of research on lightningagainst capability of 500kV insulator as well as new suggestions for choosing basic insulation levels (BIL) of equipments in 500kV power substation. To obtain the result, the author has used EMTP-RV software to simulate, analyse lightning propagation to the power substation and lightning voltage influence at different positions in power substation in some dangerous cases by creating atmospheric overvoltage waveforms.The author also calculates dangerous cases of lightning propagation into power substation by atmospheric overvoltage occurred at the end-tower of 500kV transmission line, connected with power substation. Based on this, lightning impulse at important positions has been evaluated and recommendations are given for choosing smaller BIL in comparison with traditional requirements still ensuring normal operating conditions. Từ khóa - trạm biến áp; thiết bị điện; quá điện áp khí quyển; sét; EMTP - RV; cách điện. Key words - power substation; electric equipment; atmospheric overvoltage; lightning; EMTP - RV; insulation. 1. Đặt vấn đề Quá điện áp khí quyển là hiện tượng rất nguy hiểm đối với hệ thống điện, đặc biệt là khi sét đánh trực tiếp lên bản thân công trình. Quá điện áp khí quyển được chọn làm điều kiện kiểm tra cách điện và xác định trị số điện áp thí nghiệm xung kích. Yêu cầu cách điện đối với thiết bị điện ở trạm biến áp 500kV là phải có mức chịu xung sét (BIL) lên đến 1800kV. Yêu cầu này gây ra nhiều bất lợi, làm cho chi phí mua sắm thiết bị điện trở nên rất cao. Bài báo đề xuất giải pháp lựa chọn giá trị cách điện bé hơn yêu cầu quy phạm trang bị điện nhưng vẫn đảm bảo điều kiện làm việc an toàn, góp phần giảm được chi phí đầu tư. P I . (2.1) Trong đó: P (I≥I0) - Xác suất để dòng sét đỉnh trong lần phóng điện bất kỳ lớn hơn Io . I: Giá trị dòng điện (kA) (2kA1/4hb = 0,05 m → chọn hbm = 0,08 m [5]. + Diện tích bản mũ cột: Sơ bộ chọn 1mx1m. Hình 5. Độ võng của sàn - Tính toán chịu cắt: 40 + Vị trí cột biên: 1 8000 8000 2 800 800 60 800 800 60 800 60 90 180 40 Tính toán bố trí hình dạng cáp như sau: + Vị trí cột giữa: 800 8000 3 4 Hình 2. Hình dạng các dải cáp theo phương X Bố trí tương tự hình dạng các dải cáp theo phương Y. Sử dụng phần mềm SAFE để tính toán. Kiểm tra khả năng chống cắt tại các vị trí cột biên và cột giữa theo công thức (tiêu chuẩn ACI): Vn < Vc, với Vn: ứng suất cắt do sàn gây ra; Vc: ứng suất cắt lớn nhất cho phép. Tính toán thỏa mãn Sàn bảo đảm khả năng chống cắt [1]; [5] Tương tự, ta thay đổi diện tích của mũ cột, giữ nguyên chiều dày của sàn và mũ cột và được kết quả tính toán cho ở Bảng 1. - Tính toán mô men do tải trọng cân bằng: Trường hợp nhịp 8m, Bảng 1: Bảng 1. Tổng hợp kết quả đối với chiều dày sàn 0,18m Chiều dày sàn (m) Chiều dày bản mũ cột (m) Diện tích mũ cột (mxm) 1x1 0,18 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 1x1 0,18 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 1x1 0,18 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 8 Trương Hoài Chính, Lê Thanh Phú + + + + Tải trọng cân bằng Số cáp (sợi) Dải CX1, CX4 Dải CX2, CX3 Dải CY1, CY4 Dải CY2, CY3 Lực cắt (kN/m2) 0,7TLBT 5 9 4 8 5 9 4 8 0,75TLBT 5 9 4 8 5 10 5 8 5 10 5 8 1321,21/ 1024,41/ 911,66/ 1216,14/ 982,50/ 1468 1468 1468 1501 1501 α1 0,900 0,698 0,621 0,810 0,655 1429,92/ 1349,74/ 1217,61/ 1425,34/ 1340,77/ +Vị trí cột giữa 1599 1599 1599 1599 1599 β 1  0,894 0,844 0,761 0,891 0,839 15,182/ 14,231/ 13,512/ 14,930/ 14,009/ Độ võng lớn nhất/ Độ võng tiêu chuẩn (mm) 16,667 16,667 16,667 16,667 16,667 +Vị trí cột biên 0,8TLBT 5 10 4 8 6 10 5 9 5 11 5 9 5 10 5 9 909,63/ 1112,10/ 968,84/ 871,41/ 1468 1501 1501 1501 0,620 0,741 0,645 0,581 1213,44/ 1391,62/ 1307,93/ 1189,45/ 1599 1631 1631 1631 0,759 0,853 0,802 0,729 13,443/ 14,740/ 13,886/ 13,235/ 16,667 16,667 16,667 16,667 Ghi chú:+ α1: tỷ số giữa Vn/Vcđối với vị trí cột biên. + β1: tỷ số giữa Vn/Vcđối với vị trí cột giữa. Khi α1, β1>1: sàn bị chọc thủng tại vị trí đầu cột. + Độ võng tiêu chuẩn: L/480 = 8000/480= 16,667mm [1]; [5]. Tương tự tổng hợp kết quả đối với chiều dày sàn 0,2m, Bảng 2. Bảng 2. Tổng hợp kết quả đối với chiều dày sàn 0,20m Chiều dày sàn (m) Chiều dày bản mũ cột (m) Diện tích mũ cột (mxm) Tải trọng cân bằng Số cáp (sợi) + Dải CX1, CX4 + Dải CX2, CX3 + Dải CY1, CY4 + Dải CY2, CY3 Lực cắt (kN/m2 ) 1x1 5 8 4 7 0,2 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 0,7TLBT 5 8 4 7 4 8 4 7 1x1 5 9 4 8 0,2 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 0,75TLBT 5 9 4 8 5 9 4 8 1x1 5 10 5 8 0,2 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 0,8TLBT 5 10 5 8 5 9 5 8 1060,80/ 926,04/ 832,23/ 1056,51/ 919,81/ 820,04/ 1025,44/ 865,37/1 775,52/ 1455 1455 1455 1455 1455 1455 1485 485 1485 α2   0,729 0,636 0,572 0,726 0,632 0,564 0,691 0,583 0,522 1346,15/ 1272,55/ 1152,44/ 1333,71/ 1242,05/ 1118,31/ 1327,03/ 1232,19/ 1110,79/ +Vị trí cột giữa 1543 1543 1543 1572 1572 1572 1572 1572 1572 β2  0,872 0,825 0,747 0,848 0,790 0,711 0,844 0,784 0,707 12,256/ 11,600/ 11,249/1 12,131/ 11,481/ 11,006/ 11,924/ 11,272/1 10,875/ Độ võng lớn nhất/ 16,667 6,667 16,667 16,667 16,667 16,667 6,667 16,667 Độ võng tiêu chuẩn (mm) 16,667 +Vị trí cột biên Ghi chú: + α2: tỷ số giữa Vn/Vcđối với vị trí cột biên. + β2: tỷ số giữa Vn/Vcđối với vị trí cột giữa. Khi α2, β2>1: sàn bị chọc thủng tại vị trí đầu cột. + Độ võng tiêu chuẩn: L/480 = 8000/480= 16,667mm [1]; [5]. Trường hợp nhịp 9m: Bảng 3. Tổng hợp kết quả đối với chiều dày sàn 0.2m Chiều dày sàn (m) Chiều dày bản mũ cột (m) Diện tích mũ cột (mxm) Tải trọng cân bằng Số cáp (sợi) + Dải CX1, CX4 + Dải CX2, CX3 + Dải CY1, CY4 1x1 6 12 6 0,2 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 0,7TLBT 6 12 6 6 12 5 1x1 7 13 6 0,2 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 0,75TLBT 7 13 6 7 13 6 1x1 7 14 6 0,2 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 0,8TLBT 7 14 6 7 13 6 ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 3(88).2015 + Dải CY2, CY3 Lực cắt (kN/m2 ) 11 1516,10/ 1494 α3 1,015 1916,33/ +Vị trí cột giữa 1625 β3 1,179 Độ võng lớn nhất/ 19,969/ Độ võng tiêu chuẩn (mm) 18,750 +Vị trí cột biên 11 10 11 11 11 1312,15/ 1494 0,878 1832,63/ 1625 1,128 18,887/ 18,750 1230,30/ 1468 0,838 1695,89/ 1599 1,061 18,372/ 18,750 1509,72/ 1494 1,011 1905,66/ 1625 1,173 19,770/ 18,750 1301,56/ 1494 0,871 1820,57/ 1625 1,120 18,663/ 18,750 1182,91/ 1494 0,792 1662,01/ 1625 1,023 17,935/ 18,750 9 12 12 12 1503,58/ 1285,28/ 1169,21/ 1494 1494 1494 0,860 0,783 1,006 1890,86/ 1781,12/ 1626,22/ 1651 1651 1651 0,985 1,145 1,079 17,849/ 19,583/ 18,509/ 18,750 18,750 18,750 Ghi chú: + α3: tỷ số giữa Vn /Vcđối với vị trí cột biên. + β3 : tỷ số giữa Vn /Vcđối với vị trí cột giữa. Khi α3 , β3>1: sàn bị chọc thủng tại vị trí đầu cột. + Độ võng tiêu chuẩn: L/480 = 9000/480= 18,75mm [1], [5]. Bảng 4. Tổng hợp kết quả đối với chiều dày sàn 0,22m Chiều dày sàn (m) Chiều dày bản mũ cột (m) Diện tích mũ cột (mxm) Tải trọng cân bằng Số cáp (sợi) + Dải CX1, CX4 + Dải CX2, CX3 + Dải CY1, CY4 + Dải CY2, CY3 Lực cắt (kN/m2) +Vị trí cột biên α4   +Vị trí cột giữa 1x1 6 11 5 10 0,22 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 0,7TLBT 6 11 5 10 6 11 5 10 1x1 6 12 6 11 0,22 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 0,75TLBT 6 12 6 11 6 12 6 11 1x1 7 13 6 12 0,22 0,08 1,3x1,3 1,6x1,6 0,8TLBT 7 13 6 12 7 13 6 11 1434,47/ 1228,45/ 1109,52/ 1380,12/ 1180,14/ 1062,61/ 1370,58/ 1161,82/ 1057,72/ 1456 1456 1456 1480 1480 1480 1480 1480 1480 0,985 0,844 0,762 0,933 0,797 0,718 0,926 0,785 0,715 1845,36/ 1723,48/ 1569,40/ 1788,30/ 1683,94/ 1533,98/ 1776,00/ 1647,03/ 1527,26/ 1575 1599 1599 1575 1575 1599 1599 1622 1622 0,996 0,959 0,955 1,172 1,094 1,118 1,053 1,095 1,015 β4   Độ võng lớn nhất/ 16,678/ 15,895/ 15,394/ 16,396/ 15,610/ 15,113/ 16,096/ 15,324/ Độ võng tiêu chuẩn 18,750 18,750 18,750 18,750 18,750 18,750 18,750 18,750 (mm) Ghi chú: + α4: tỷ số giữa Vn/Vcđối với vị trí cột biên. + β4: tỷ số giữa Vn /Vcđối với vị trí cột giữa. Khi α4 , β4 >1: sàn bị chọc thủng tại vị trí đầu cột. + Độ võng tiêu chuẩn: L/480 = 9000/480= 18,75mm [1]; [5]. Hình 6. Quan hệ giữa diện tích bản mũ cột và độ võng (nhịp L=8m; bề dày sàn 0,18-0,2m) 14,917/ 18,750 Hình 7. Quan hệ giữa diện tích bản mũ cột và lực cắt (cột biên) (nhịp L=8m; bề dày sàn 0,18- 0,2m) 10 Trương Hoài Chính, Lê Thanh Phú Hình 8. Quan hệ giữa diện tích bản mũ cột và lực cắt (cột giữa) (nhịp L=8m; bề dày sàn 0,18- 0,2m) Hình 10. Quan hệ giữa diện tích bản mũ cộtvà lực cắt (cột biên) (nhịp L=9m; bề dày sàn 0,2-0,22m) Hình 9. Quan hệ giữa diện tích bản mũ cộtvà độ võng (nhịp L=9m; bề dày sàn 0,2- 0,22m) Hình 11. Quan hệ giữa diện tích bản mũ cột và lực cắt (cột giữa) (nhịp L=9m; bề dày sàn 0,2-0,22m) Từ kết quả số liệu Bảng 1, 2, 3 và 4, ta vẽ được biểu đồ thể hiện ảnh hưởng của mũ cột đối với chiều dày sàn, Hình 6 đến Hình11. 4. Kết luận 3.2. Bình luận kết quả Qua các kết quả tính toán đối với sàn bê tông ƯLT có mũ cột cho các nhịp sàn thông dụng từ 8m đến 9m như trên, có thể rút ra những kết luận sau: Qua các kết quả tính toán đối với sàn bê tông ƯLT có mũ cột cho nhịp sàn 8m và 9m như trên, có những nhận xét: - Khi tăng diện tích mũ cột thì giá trị độ võng và lực cắt giảm dần vàkhông thay đổi bề dày sàn.  Độ võng của sàn nhịp 8m, trong trường hợp mũ cột kích thước 1mx1mx0,08m lớn hơn 1,123 lần so với trường hợp mũ cột có kích thước 1,6mx1,6mx0,08m ứng với tải trọng cân bằng là 0,7 TLBT, bê dày sàn 0,18m. - Với những nhịp sàn thông dụng 8-9m, để giá trị độ võng và lực cắt đạt gần đến giá trị cho phép ta nên chọn:  Lực cắt của sàn nhịp 8m, trong trường hợp mũ cột có kích thước 1mx1mx0,08m lớn hơn 1,449 lần so với trường hợp mũ cột có kích thước 1,6mx1,6mx0,08m ứng với tải trọng cân bằng là 0,7 TLBT, bề dày sàn 0,18m.  Độ võng của sàn nhịp 9m, kích thước mũ cột 1mx1mx0,08m với tải trọng cân bằng là 0,7 TLBT lớn hơn 1,02 lần so với tải trọng cân bằng là 0,8 TLBT,cùng bề dày sàn 0,2m.  Lực cắt của sàn nhịp 9m, kích thước mũ cột 1mx1mx0,08m với tải trọng cân bằng là 0,7 TLBT lớn hơn 1,008 lần so với tải trọng cân bằng là 0,8 TLBT, cùng bề dày sàn 0,2m.  Số lượng cáp của sàn nhịp 9m, kích thước mũ cột là 1mx1mx0,08m với tải trọng cân bằng là 0,8 TLBT lớn hơn 1,114 lần so với tải trọng cân bằng là 0,7 TLBT, bề dày sàn 0,2m. + Nhịp 8m: kích thước mũ cột nên chọnlà 1mx1m và tải trọng cân bằng là 0,7TLBT và chiều dày sàn tương ứng 0,18m (~1/45L). + Nhịp 9m: kích thước mũ cột nên chọn là 1,6mx1,6m và tải trọng cân bằng là 0,8TLBT và chiều dày sàn tương ứng 0,2m (1/45L). TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Phan Quang Minh, Sàn phẳng bê tông ứng lực trước căng sau, NXB Khoa học và Kỹ thuật, 2010. [2] Nguyễn Tiến Chương, Kết cấu bê tông ứng lực trước, NXB Xây dựng, 2010. [3] Lê Thanh Huấn, Nguyễn Hữu Việt, Nguyễn Tất Tâm, Kết cấu bê tông ứng lực trước căng sau trong nhà nhiều tầng, NXB Xây dựng, 2012. [4] Tủ sách Khoa học công nghệ xây dựng, Kết cấu bê tông ứng lực trước chỉ dẫn thiết kế theo TCXDVN 356:2005, NXB Xây dựng 2010. [5] Post-Tensioning Institute, Post- Tensioning Manual. 5th ed. Phoenix: Post - Tensioning Institute, 1991. [6] Sami Khan, Martin Williams, Post - tensioned Concrete Floors, Butterword - Heinemann Ltd, 1995. (BBT nhận bài: 03/02/2015, phản biện xong: 02/03/2015) ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 3(88).2015 11 MỘT giẢI PHÁP PHÂN TÍCH KHUNG CÓ NÚT NỬA CỨNG: XEM NÚT NỬA CỨNG LÀ MỘT PHẦN TỬ AN ANALYTICAL SOLUTION OF FRAMES WITH SEMI-RIGID CONNECTIONS: CONSIDERING SEMI-RIGID CONNECTION AS AN ELEMENT Đỗ Minh Đức, Lê Khánh Toàn Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected] Tóm tắt - Báo cáo này trình bày việc phân tích khung có nút nửa cứng bằng phương pháp phần tử hữu hạn với quan niệm xem nút nửa cứng là một phần tử. Ma trận độ cứng của phần tử nút nửa cứng với 12 bậc tự do được thiết lập bằng nguyên lý thế năng cực tiểu. Để kiểm tra độ tin cậy của ma trận độ cứng phần tử thành lập, các tác giả sử dụng phần mềm Matlab để lập trình, phân tích và so sánh với cách tính truyền thống cho một kết cấu khung cụ thể chịu các nguyên nhân là tải trọng tĩnh và động. Từ đó chỉ ra những ưu điểm của giải pháp đề xuất. Kết quả nghiên cứu tạo ra một phần tử mẫu có thể được sử dụng trong tính toán, thiết kế cũng như nghiên cứu các kết cấu khung có nút nửa cứng. Abstract - This paper introduces the analysis of frames with semirigid connections with the finite element method from the view point: considering semi-rigid connection as an element. The principle of minimum potential energy is conducted to establish the stiffness matrix of the semi-rigid connection element with 12 degrees of freedom. To investigate the reliability of the element stiffness matrix, the authors use the Matlab sofware to program, analyse and compare the new method with the conventional way for a specific frame structure under static and dynamic loads. Furthermore,it points out the advantages of the proposed solution. The results of research create a prototype of element which is used to calculate, design as well as investigate the frame structures with semi-rigid conections Từ khóa - kết cấu khung; phương pháp phần tử hữu hạn; nút nửa cứng; ma trận độ cứng; bậc tự do. Key words - frame structure; finite element method; semi-rigid connections; stiffness matrix; degrees of freedom. 1. Đặt vấn đề được nhiều chương trình tính toán cho phép dễ dàng sử dụng để giải những bài toán khác nhau về hình học, vật liệu và nguyên nhân tác dụng trong tính toán thiết kế công trình xây dựng và đã được thương mại hoá khá phổ biến như Sap2000, ANSYS, Etabs, Abaqus,…Với khung có nút nửa cứng, theo [3, 14, 16] và nhiều báo cáo đã công bố, được bắt đầu nghiên cứu cách đây khoảng hai thập niên và phát triển mạnh trong những năm gần đây, cho thấy rằng: Có thể cho phép giải được nhiều dạng bài toán khác nhau, nhưng còn khá phức tạp, cần có nhiều hơn nữa các nghiên cứu nhằm giúp cho việc giải bài toán được đơn giản hơn, để có thể áp dụng dễ dàng trong thực tế mà vẫn đảm bảo tính chính xác. Trước đây, trong tính toán kết cấu, để đơn giản hơn, người ta thường quan niệm nút khung là tuyệt đối cứng hoặc là khớp lý tưởng. Tuy nhiên, trong nhiều trường hợp thực tế, ví dụ như khung bê tông cốt thép lắp ghép hoặc bán lắp ghép, khung thép, ..., các kết cấu này có nút liên kết với độ đàn hồi nhất định, còn được gọi là nút nửa cứng, sẽ cho kết quả nội lực và biến dạng sai lệch nếu tính toán theo quan niệm này. Điều này đã được phân tích, so sánh khá cụ thể trong [1, 3, 8, 12, 14]. Các nghiên cứu đã công bố [3, 14, 16] chỉ ra rằng: Phân tích kết cấu khung có xét đến độ đàn hồi của nút không chỉ phản ảnh chính xác hơn phản ứng của nó mà còn có ý nghĩa trong việc thiết kế, cụ thể là tiết kiệm được vật liệu và tăng khả năng chịu lực. Đặc biệt, với yêu cầu ngày càng khắt khe trong tính toán thiết kế, sự phức tạp và đa dạng của các kết cấu chịu lực và khả năng tính toán của máy tính điện tử thì việc xét đến độ đàn hồi của liên kết là cần thiết trong tính toán thiết kế kết cấu công trình xây dựng. Nhìn chung, lý thuyết phân tích khung có nút cứng hoặc khớp lý tưởng đến nay tương đối hoàn chỉnh, đã xây dựng Một phương pháp thường được sử dụng trong nghiên cứu lý thuyết phân tích kết cấu khung là phương pháp phần tử hữu hạn (PTHH), trong đó có một nội dung là xây dựng các ma trận mẫu cho các phần tử thanh chịu các nguyên nhân khác nhau. Với khung có nút nửa cứng, trong [1, 3, 9, 10, 14, 16] và nhiều tài liệu khác, cho thấy một quan niệm: Xem thanh có liên kết đàn hồi ở hai đầu là một phần tử (Hình 1.b). Cách quan niệm này tồn tại nhược điểm: Hình 1. Khung có nút nửa cứng và các quan niệm về phần tử khi lập sơ đồ tính a) khung ban đầu, b) xem thanh và liên kết 2 đầu là 1 phần tử, c) xem liên kết là 1 phần tử 12 Đỗ Minh Đức, Lê Khánh Toàn + Phải thành lập mới mà không tận dụng được các phần tử mẫu có nút cứng ở hai đầu đã có sẵn nên tốn nhiều công sức. Trong các tài liệu [1, 3, 7, 9, 10, 13, 14, 17], nội dung nghiên cứu chủ yếu đi thiết lập các ma trận mẫu cho phần tử này vì các nội dung còn lại có thể sử dụng các lý thuyết của phương pháp PTHH cho nút cứng. + Mặt khác, do có thêm điều kiện vật lý ở hai đầu phần tử, nên việc thiết lập các ma trận mẫu là phức tạp, các ma trận này khá cồng kềnh, gây nhiều khó khăn cho việc quản lý cũng như sử dụng. Ta nhận thấy rằng, có thể xem liên kết như là một phần tử - gọi là phần tử liên kết, có hai nút cứng ở hai đầu, có chiều dài bằng không và nối các phần tử có nút cứng khác (Hình 1c). Khi đó, ta hoàn toàn trở lại bài toán với các phần tử có nút cứng ở hai đầu quen thuộc. Theo quan điểm này, chỉ cần thiết lập thêm ma trận độ cứng cho phần tử liên kết, còn lại có thể sử dụng toàn bộ các ma trận mẫu của phần tử có nút cứng ở hai đầu đã được lập sẵn đầy đủ trong các tài liệu về phương pháp PTHH, như trong [2, 4, 5, 15]. 2. Thành lập ma trận độ cứng cho phần tử liên kết Xét phần tử liên kết được mô hình hoá như trên Hình 2. Hai nút (i, j) được nối bằng 6 lò xo đàn hồi tương ứng với 6 bậc tự do tại mỗi nút. Gọi (uq , Fq) là chuyển vị và lực tác dụng ứng với bậc tự do thứ q (q = 1,…,12). Theo [5], thế năng toàn phần của phần tử có thể viết: 1 1 1 U  (u7  u1 ) 2 .k1  (u8  u 2 ) 2 .k 2  (u9  u3 ) 2 .k3 2 2 2 1 1 1  (u10  u4 ) 2 .k 4  (u11  u5 ) 2 .k5   (u12  u6 ) 2 .k6 2 2 2  F1 .u1  F2 .u 2  F3 .u3  F4 .u 4  F5 .u5  F6 .u6  F7 .u7  F8 .u8  F9 .u9  F10 .u10  F11.u11  F12 .u12 (1) Hình 2. Mô hình hoá và bậc tự do tại hai đầu của phần tử liên kết Để hệ cân bằng ổn định, thế năng toàn phần cần phải thoả mãn điều kiện [5]: U 0; ui i = 1, 2,…, 12 (2) Theo ý nghĩa cơ học thì phương trình (3) là phương trình cân bằng cho phần tử khảo sát trên Hình 2 và ma trận các hệ số [K] là ma trận độ cứng của nó. 0 0 0 0  k1 0 k2 0 0 0 0 0  k2 0 0 0 0 k3 0 0 0 0 0  k3 0 0 0 0 k4 0 0 0 0 0  k4 0 0 0 0 k5 0 0 0 0 0  k5 0 0 0 0 k6 0 0 0 0 0 0 0 0 0 0 k1 0 0 0 0 0 0 0 0 0 k2 0 0 0 0 0 k2 0 0 0 k3 0 0 0 0 0 k3 0 0 0 0  k4 0 0 0 0 0 k4 0 0 0 0  k5 0 0 0 0 0 k5 0 0 0 0  k6 0 0 0 0 0 Phương trình (4) thường được giải bằng phương pháp tính phân số Newmark. Lý thuyết và thuật toán của phương pháp có thể tìm thấy trong các tài liệu [2, 6, 14]. Ta xét một số trường hợp riêng của phương trình (4): Thay (1) vào (2), viết dưới dạng ma trận ta được (3)  F1   k1     F2   0  F3   0     F4   0 F   0  5   F6   0  F   k  7  1  F8   0     F9   0  F10   0     F11   0 F   0  12   trận khối lượng, ma trận cản, véc tơ tải trọng nút của hệ, được lắp ghép từ ma trận mẫu của các phần tử. 0   u1     0   u2  0   u3     0   u4  0   u5      k6   u 6  . 0   u7     0   u8     0   u9  0  u10     0   u11  k6  u12  (3) 3. Phương trình cân bằng hệ kết cấu khung Khi phân tích bài toán kết cấu bằng phương pháp PTHH, theo [2, 5, 6, 14, 15], phương trình cân bằng toàn hệ có thể viết dưới dạng: (4)  M u  C u   K u   F (t ) Trong đó: [K], [M], [C] và {F(t)} lần lượt là ma trận độ cứng, ma - Khi hệ cân bằng tĩnh:  K u   F 1 suy ra u   K  F  (5) - Khi hệ dao động tự do:  M u   K u  0 (6) Giả thiết chuyển động là dao động điều hòa với tần số dao động riêng , phương trình (6) được viết lại:  K    (7)  M  u  0 Giải phương trình  K    2  M   0 sẽ xác định được 2 tần số dao động riêng i (i = 1,..., n). 4. Ví dụ phân tích khung phẳng 4.1. Số liệu bài toán Cho khung phẳng một tầng, một nhịp như trên Hình 3. Giả thiết hệ làm việc tuyến tính về hình học, vật liệu, liên kết và chỉ xét biến dạng xoay đàn hồi của nút. Thông số hình học và vật liệu của khung: Ac = 0,04m2; Ad = 0,06m2 ; E = 2.107kN/m2; Ic = 12.10-5 m 4; Id = 45.10-5m4; khối lượng riêng  = 78,50kN.s2/m4 ; hệ số đàn hồi của nút k = 4000kN.m/rad. Giả thiết lực cản C = 0,25.M. ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 3(88).2015 yêu cầu giải bài toán. Kết quả một số nội dung tính toán thể hiện trong các bảng Bảng 1, 2, 3 và Hình 5. q = 25kN/m 2 P2 = 30sin(1,2t)kN P1 = 50kN k 13 2 3 k 4m (Ad, Id) 3 1 (Ac, Ic) (Ac, Ic) a) 1 4 6m 4 2 5 2 Hình 3. Sơ đồ tính bài toán ví dụ phân tích 3 5 6 4.2. Phân tích và kết quả bài toán 3 1 Khung được phân tích với 3 yêu cầu sau + Phản ứng của khung khi chỉ chịu tải trọng tĩnh P1 = 50kN và q = 25kN/m. b) 1 + Xác định các tần số dao động riêng. + Phản ứng của khung khi chỉ chịu tải trọng động tuần hoàn P2 = 30sin(1,2.t)kN. 4 Hình 4. Sơ đồ rời rạc hoá các nút và phần tử: a) theo TH1, b) theo TH2 Để đánh giá lại độ tin cậy phần tử mẫu cho liên kết được thiết lập, khung được phân tích theo 2 trường hợp: Xem cả thanh và nút nửa cứng ở hai đầu là một phần tử (TH1) – cách tính được sử dụng trước đây, và xem liên kết tại nút là một phần tử (TH2). Để giải bài toán, hệ cho trên Hình 3 được rời rạc thành các phần tử. Ký hiệu các nút và phần tử như trên Hình 4a tương ứng với TH1 và Hình 4b tương ứng với TH2. Trên cơ sở lý thuyết phương pháp PTHH [2, 4, 5, 6, 14] và phần tử mẫu được xây dựng ở phương trình (3), lập được các ma trận độ cứng, ma trận khối lượng, véc tơ tải trọng nút. Từ đó, sử dụng Matlab [11], lập chương trình tính toán giải được các phương trình (4), (5) và (7) tương ứng với các trường hợp Hình 5. Đồ thị chuyển vị ngang của nút 2 theo thời gian Bảng 1. Kết quả chuyển vị tại các nút khi khung chịu tải trọng tĩnh Bậc tự do u1(m) (nút 2) u2(m) (nút 2) u3(rad) (nút 2) u4(m) (nút 3) u5(m) (nút 3) u6(rad) (nút 3) TH1 0,06827 -0,00029 -0,01977 0,06809 -0,00045 0,00714 TH2 0,06827 -0,00029 -0,01977 0,06809 -0,00045 0,00714 u7(m) (nút 5) u8(m) (nút 5) u9(rad) (nút 5) u10(m) (nút 6) u11(m) (nút 6) u12(rad) (nút 6) - - - - - - 0,06827 -0,00029 -0,01942 0,06809 -0,00045 0,00910 Bảng 2. Kết quả tần số dao động riêng Tần 1 số (rad/s) 2 (rad/s) 3 (rad/s) 4 (rad/s) 5 (rad/s) 6 (rad/s) TH1 4,4701 17,5461 54,2789 154,9888 159,4174 225,8453 7 (rad/s) 8 (rad/s) 9 (rad/s) 10 (rad/s) 11 (rad/s) 12 (rad/s) - - - - - - TH2 4,4702 16,6604 52,1373 126,5033 145,2163 191,1945 278,713 300,082 7727443,0 9229901,5 9610238,7 10251611,6 Bảng 3. Kết quả chuyển vị ngang tại nút 2 tại một số thời điểm khi hệ chịu tải trọng động (m) Giây 0,005 0,01 0,02 0,05 1 3 6 9 12 15 18 20 thứ TH1 -1,69E-08 -5,44E-08 4,47E-07 1,93E-05 0,05058 -0,02418 0,02876 -0,04550 0,04311 -0,03222 0,01890 -0,04123 TH2 -2,87E-08 -8,94E-08 -8,94E-08 1,94E-05 0,05058 -0,02418 0,02876 -0,04550 0,04311 -0,03222 0,01890 -0,04123 14 Đỗ Minh Đức, Lê Khánh Toàn 4.3. Đánh giá kết quả Từ kết quả trong Bảng 1, 2, 3 và Hình 5, ta thấy: Đối với bài toán chịu tải trọng tác dụng tĩnh, kết quả phân tích theo hai cách (TH1 và TH2) hoàn toàn giống nhau. Đối với bài toán chịu tải trọng động, đặc biệt là tần số dao động riêng, kết quả có sự sai khác. Nguyên nhân là trong bài toán động ta sử dụng các ma trận khối lượng phần tử theo [1, 2, 4, 6, 14] – thường được sử dụng khi phân tích động. Các ma trận khối lượng này được thiết lập chỉ là gần đúng. Khi ta sử dụng các ma trận khối lượng này thì độ chính xác của kết quả phụ thuộc vào số lượng bậc tự do được sử dụng khi phân tích hệ. Nhận xét thêm rằng, việc phân tích bài toán khung chịu tải trọng động theo TH2 có xu hướng cho kết quả chính xác hơn TH1 vì số bậc tự do nhiều hơn. 5. Kết luận Bài báo cho thấy có thể phân tích khung có nút nửa cứng bằng phương pháp PTHH với quan điểm xem nút nửa cứng là một phần tử. Cách phân tích này đơn giản trong việc xây dựng cơ sở lý thuyết và dễ áp dụng hơn cách xem cả thanh cùng với liên kết đàn hồi ở hai đầu là một phần tử thường sử dụng. Ví dụ phân tích so sánh bằng số cho một bài toán cụ thể với các trường hợp chịu lực khác nhau cho thấy lý thuyết xây dựng là tin cậy. Trong bài báo cũng đã thiết lập được ma trận độ cứng tổng quát cho phần tử liên kết có 12 bậc tự do. Ma trận này khá đơn giản trong việc thiết lập, quản lý, sử dụng, và có thể bổ sung thêm vào thư viện các phần tử mẫu của phương pháp PTHH, sử dụng để phân tích khung có nút nửa cứng. Bên cạnh đó, việc xem nút nửa cứng như là một phần tử có thể cho phép nghiên cứu sâu hơn một số tính chất của nút khung. Vấn đề này sẽ được tiếp tục nghiên cứu và trình bày trong các bài báo tiếp theo. Tuy có làm tăng số bậc tự do của bài toán so với cách phân tích thường sử dụng, nhưng điều này lại có xu hướng làm tăng độ chính xác, đặc biệt là đối với bài toán chịu tải trọng động. Mặt khác, với sự trợ giúp của máy tính điện tử thì số lượng ẩn số của bài toán không còn là thách thức đáng kể nữa. TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Đỗ Minh Đức, “Tần số dao động riêng của khung thép có nút nửa cứng”, Tạp chí Khoa học Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, số 29, 2008, 8-13. [2] Nguyễn Văn Phượng, Động lực học công trình, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2005. [3] Vũ Quốc Anh, Tính khung thép có xét đến độ đàn hồi của liên kết, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2013. [4] Võ Như Cầu, Tính kết cấu theo phương pháp động lực học, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2006. [5] Võ Như Cầu, Tính kết cấu theo phương pháp phần tử hữu hạn, Nhà xuất bản Xây dựng, Hà Nội, 2005. [6] AK.Chopra, Dynamics of structures, Third edition, Prentice Hall, 1995. [7] A.U Ozturk and H.H Catal, “Dynamic Analysis of semi – rigid Frames”, 2005. [8] C.Faella, V.Piluso and G.Rizzano, Structural steel semirigid connections, Published by CRC Press LLC, 2000. [9] D.Zlatkov, S.Zdravković, B.Mladenović, R.Stojić, “Matrix formulation of dynamic design of structures with semi-rigid connections”, Architecture and Civil Engineering, Vol. 9, 2011. [10] J.Dario Aristizabal-Ochoa, “Matrix method for stability and secondorder analysis of Timoshenko beam-column structures with semirigid connections”, Elsevier J. Eng.Struct, 2012. [11] “Matlab”, Version R2013a, Mathworks, Inc, 2013. [12] M.E Kartal, H.B Basaga & A.Bayraktar, M.Muvafık, “Effects of Semi-Rigid Connection on Structural Responses”, Electronic Journal of Structural Engineering, 2010. [13] P.S Joana, G.M.S Knight, “Dynamic response of steel beam with semi – rigid connection”, IE (I) Journal – CV, 2005. [14] S.L Chan & P.T.T Chui, Non – linear static and cyclic analysic of steel freams with semi – rigid connections, Pubisher Elsevier 2000. [15] Y.W Kwon, H.Bang, The Finite Element Method Using Matlab, Second edition, CRC Press LLC, 2000. [16] W.Chen, Practical Analysis for semi – rigid Frame design, Pubished World Scienticfic Pulishing Co Pte.Ttd, Singapore, 2000. [17] W.Xinwu, “Nonlinear Finite Element Analysis on the Steel Frame with Semi-rigid Connections”, 7th WSEAS Int. Conf. on applied computer & applied computational science, Hangzhou, China, April 6-8, 2008. (BBT nhận bài: 11/12/2014, phản biện xong: 06/01/2015) ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 3(88).2015 15 MÔ HÌNH PHÁT TRIỂN TỐI ƯU CỦA HỆ THỐNG ĐIỆN VIỆT NAM CÓ TÍNH ĐẾN CHẾ ĐỘ CỦA CÁC NGUỒN PHÁT THỦY ĐIỆN VÀ ĐƯỜNG DÂY TRUYỀN TẢI OPTIMAL DEVELOPMENT MODEL OF POWER SYSTEM IN VIETNAM WITH REGARD TO THE REGIME OF HYDROPOWER SOURCES AND TRANSMISSION LINE Ngô Văn Dũng 1, Nguyễn Hữu Hải2 , Ngô Tuấn Kiệt3 1 Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; nvdung@ dut.udn.vn 2 Trường Đại học Xây dựng Hà Nội; [email protected] 3 Viện Khoa học Năng lượng Việt Nam; [email protected] Tóm tắt - Hệ thống điện Việt Nam trong những năm trở lại đây có sự phát triển mạnh mẽ góp phần to lớn đến phát triển kinh tế xã hội. Sản lượng điện thương phẩm năm 2000 chỉ đạt 22 tỷ kWh, đến năm 2014 dự kiến đạt 140,5 tỷ kWh, tốc độ tăng trưởng trung bình 13,5%/năm. Để đáp ứng nhu cầu tiêu thụ điện cho nhu cầu phát triển kinh tế - xã hội, các nguồn điện mới liên tục được đầu tư xây dựng.Tuy nhiên trong bối cảnh hệ thống nguồn điện và đường dây tải điện vẫn còn nhiều bất cập đòi hỏi có sự thống nhất trong công tác điều hành nhằm làm tốt công tác qui hoạch, giảm thiểu chi phí vận hành và tổn thất điện năng. Bảo đảm cung cấp điện ổn định, tin cậy, chất lượng và an toàn. Bài báo này đưa ra mô hình phát triển tối ưu các công trình thủy điện trong hệ thống điện của Việt Nam tới 2030. Abstract - In recent years, Vietnam Power Systems Vietnam have developed strongly, contributing significantly to the socioeconomic development. Commercial electricity output in 2000 was only 22 billion kWh and is expected to reach 140.5 billion kWh in 2014. an annual average growth rate of 13.5%.To satisfy the demand for electricity for socio- economic development, new power sources are continuously invested in and built. However, power systems and power transmission lines still have many shortcomings, and requires the unity of the administration work to have effective planning, reduce operating costs as well as power losses so that power supply will be safe, good quality, stable and reliable This article provides the optimal development model of hydropower works in the electricity system of Vietnam until 2030. Từ khóa - tối ưu hệ thống điện; tối ưu nguồn điện; tối ưu hệ thống; mô hình tối ưu hệ thống điện; bài toán tối ưu hệ thống điện. Key words - optimize power system; optimize power; optimize system; optimal model of masons; optimal problem of masons. 1. Đặt vấn đề của HTĐ Quốc gia. Hệ thống điện (HTĐ) Việt Nam bắt đầu được xây dựng từ những năm 1960. Sau hơn nửa thế kỷ hình thành và phát triển, đến nay HTĐ Việt Nam đã lớn mạnh với hàng trăm nhà máy điện, hàng vạn km đường dây và hàng ngàn trạm biến áp. Do yếu tố lịch sử cũng như địa lý, hệ thống điện (HTĐ) Việt Nam hiện nay cung cấp tới 64 tỉnh thành và được chia thành ba HTĐ miền. HTĐ miền Bắc: bao gồm 28 tỉnh, thành phố phía Bắc trải dài từ Quảng Ninh đến Hà Tĩnh. HTĐ miền Trung: bao gồm 13 tỉnh, thành phố trải dài từ Quảng Bình đến Khánh Hoà và Tây Nguyên. HTĐ miền Nam: bao gồm 23 tỉnh, thành phố phía Nam từ Ninh Thuận đến Cà Mau. Từ thực tế đó, tìm giải pháp thiết lập "Hệ thống mô hình tối ưu dài hạn nguồn CS phát của HTĐ “ là rất cần thiết gồm các nội dung sau: Trong hệ thống điện Việt Nam, Đường dây siêu cao áp 500kV là lưới điện truyền tải có vai trò đặc biệt quan trọng trong việc liên kết điện giữa các vùng miền, kết nối các nhà máy điện và các trung tâm phụ tải, cung cấp điện cho khắp mọi miền đất nước. Về nguồn điện, với ưu thế Việt Nam có nguồn năng lượng đa dạng phong phú. Từ sau ngày giải phóng đến nay đã xây dựng nhiều công trình điện: nhiệt điện than, khí và thủy điện… đảm bảo cung cấp điện năng cho việc phát triển kinh tế đất nước. Tuy nhiên do tốc độ tăng trưởng của phụ tải rất cao nên HTĐ Quốc gia thường xuyên phải đối mặt với khả năng thiếu năng lượng vào mùa khô và thiếu công suất (CS) phủ đỉnh vào mùa lũ. Trước đòi hỏi của thực tế, ngành điện đã đầu tư phát triển, nâng cấp, cải tạo và xây dựng mới nhiều công trình về nguồn điện, lưới truyền tải và lưới phân phối, bên cạnh đó đã đa dạng hoá hình thức đầu tư, mở rộng các thành phần kinh tế cùng tham gia sản xuất điện nhằm đáp ứng nhu cầu phụ tải ngày càng tăng - Mô hình tổng quát về tối ưu phát triển HTĐ dài hạn. - Những giải pháp mô hình hoá các đặc điểm của nguồn và phụ tải HTĐ. - Mô hình tối ưu phát triển HTĐ có chú ý đến đặc điểm của nguồn phát và đường dây truyền tải. - Thuật toán phủ tối ưu đồ thị phụ tải của HTĐ bằng thuỷ điện. 2. Mô hình tổng quát về tối ưu phát triển HTĐ 2.1. Bài toán vận hành tối ưu hệ thống điện tổng quát, giải bằng quy hoạch tuyến tính được mô hình hóa như sau Cần tìm cực tiểu của hàm mục tiêu: Là tổng chi phí tính toán của toàn HTĐ n Z =  C iX i, i  1 . .n  (1) i= 1 Với điều kiện liên quan và ràng buộc tuyến tính sau đây: a ij X i  b j ,  j  1..m (2) khi Xi  0 Trong đó: - Xi là biến số phải tìm của đối tượng tối ưu; thường là CS phát hoặc năng lượng của các loại nhà máy điện và của các đường dây truyền tải giữa các điểm nút trong hệ thống. - Z: Là tổng chi phí tính toán của toàn HTĐ. 16 Ngô Văn Dũng, Nguyễn Hữu Hải, Ngô Tuấn Kiệt - Ci là hệ số của hàm mục tiêu. - aij là các hệ số mô tả sự liên quan ràng buộc về kinh tế kỹ thuật của các đối tượng tối ưu. Lưu ý: Khi mô tả hệ thống tối ưu theo các công thức (1) và (2), đối với tất cả các công trình đưa vào khảo sát, cũng như các chỉ tiêu kinh tế - kỹ thuật của nó, phải diễn tả được dưới dạng tuyến tính hoặc tuyến tính từng khúc. Xét mô hình CS nguồn phát, phụ tải & truyền tải giữa 2 nút i, j của HTĐ Trong đó: Trfit : Là số giờ sử dụng CS cực đại của nhà máy điện (rfi) tại thời điểm t; jie: Là hệ số tổn thất điện năng khi truyền tải; E it : Là nhu cầu tiêu thụ điện năng nút i tại thời điểm t. Các điều kiện ràng buộc trong mô hình tuyến tính để giải bài toán tối ưu cấu trúc HTĐ là: a. Ràng buộc khả năng phát CS và điện năng của từng nhà máy nhiệt điện và thủy điện, cũng tại thời điểm t P  Prfim ax t rfi (5) t P t rfi max Prfit  E rfi (6) t Trong đó: P m ax là CS phát cực đại của nhà máy điện. rfi Đối với nhiệt điện Hình1: Mô hình CS phát, phụ tải và truyền tải giữa các điểm nút i-, j khi đã trừ đi tự dùng và dự phòng. Trong đó: - t : là CS phải tìm của nhà máy điện loại r làm việc Prfi với loại nhiên liệu f, được đặt tại điểm nút i, tại thời điểm t; - Pijt và P jit : là CS truyền tải tương ứng từ nút i đến nút j lân cận và ngược lại, ở thời điểm t; Pidtt giữa 2 nút (i, j) là giả thiết đó bảo đảm các điều kiện để so chọn khả năng xuất hiện dòng CS truyền tải từ nút i đến nút j là Pij hay ngược lại Pji hoặc không cần truyền tải giữa chúng. 2.2. Các ràng buộc phải có trong mô hình tuyến tính để giải bài toán tối ưu cấu trúc HTĐ a. Ràng buộc về công suất tại mỗi điểm nút i: cần phải bảo đảm điều kiện mô tả cân bằng CS của nút đó, ở thời điểm t [1] P rfi   P   φ P  Pi +P t ij t ji i t ji dtt i (3) j Trong đó: t: là thời gian qui ước có thể là: - Từ một ngày đến vài tuần là phương thức vận hành trung hạn. - Từ vài tiếng đến vài ngày là bài toán phương thức vận hành ngắn hạn. - Từ một vài phút đến một giờ là bài toán vận hành kinh tế thời gian thực gắn với hệ thống SCADA/EMS. - t : Là hệ số có tính đến tổn thất CS trên đường dây ij tải điện từ nút i đến nút j. b. Ở mỗi điểm nút cần thỏa mãn cân bằng năng lượng, tương ứng với chế độ cân bằng CS, do nhu cầu của nút đó yêu cầu. P rj T   P Tij    P  E t rfi t ij i e ji j t ji t i (7) (Pij + Pji - P )Tij  P T M ij C ij ij (8) C ij c. Ràng buộc về khả năng sử dụng dự trữ nhiên liệu (với nhiệt điện than, dầu, khí, nguyên tử). P t rfi t Trfit b rfi  Bj (9) rfi  f Trong đó b trfi : là suất chi phí nhiên liệu f của nhà máy điện r ở nút i khi số giờ sử dụng CS Trfit trong năm; B f là giới hạn nhiên liệu dự trữ loại j cho trước để dùng cho phát điện, ứng với năm t của giai đoạn phát triển. d. Ràng buộc về vốn đầu tư: chi phí cho việc xây dựng các công trình mới của toàn HTĐ đến bài toán tối ưu. P t rfi t t k rfi  K max (10) rfi - Thời gian từ vài tháng đến vài năm là bài toán phương thức vận hành dài hạn. t rfi Pij + Pji - PijM  PijC Trong đó: P , P là giới hạn CS của đường dây truyền tải mới; đường dây cũ. là CS dự trữ, Pij và Pji truyền theo hướng mũi tên t rfi b. Ràng buộc giới hạn CS và điện năng truyền tải của các đường dây truyền tải cũ và mới giữa các nút i, j cũng được viết tương tự. Vì có khả năng truyền tải 1 trong 2 chiều theo giả thiết trên, nên có một cặp ràng buộc về hạn chế này. M ij - P it: là CS phụ tải ở nút i tại thời điểm t; - max chọn bằng CS lắp máy P sau lm Prfi (4) Trong đó: k trfi là suất vốn đầu tư của nhà máy điện r dạng nhiên liệu f đặt ở nút i; t K max là tổng số vốn đầu tư có được tại thời điểm t. Nhận xét về mô hình: Mô hình tổng quát về tối ưu phát triển HTĐ vừa nêu được sử dụng rất rộng rãi ở các nước châu Âu và châu Mỹ. Nhờ có dạng mô hình này mà người ta tiến hành tính toán xây dựng kế hoạch phát triển HTĐ dài hạn 1015 năm. Mô hình tỏ ra có hiệu lực đặc biệt ở những HTĐ của các nước có thuỷ điện chiếm một tỷ lệ nhỏ, dưới 1015%. Tại đây, người ta sử dụng mô hình tuyến tính chủ yếu để chọn lựa và thông số của các nhiệt điện mới; đặc biệt là nghiên cứu chiến lược phát triển lâu dài về tầm vóc và chế độ làm việc của nhà máy điện nguyên tử. HTĐ Việt Nam hiện nay thuỷ điện chiếm một tỷ trọng lớn (Năm 2013 chiếm 43,86%) và trong tương lai 2020 đang có xu hướng giảm tới trên 23,1%. Điều đó nếu theo các điều