lời nói đầu -...

Lời nói đầu -- --

Căn cứ vào quy hoạch báo chí đã được Thủ tướng Chính phủ phê duyệt, theo văn bản đề nghị của Bộ Giáo dục và Đào tạo, ngày 25 tháng 11 năm 2002, Bộ Văn hoá - Thông tin đã ra Quyết định số 510/GP-BVHTT, cấp giấy phép hoạt động báo chí cho Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng. Ngày 10 tháng 8 năm 2006, Cục Báo chí Bộ Văn hoá - Thông tin đã có Công văn số 816/BC đồng ý cho phép Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng được tăng kỳ xuất bản từ 03 tháng/kỳ lên thành 02 tháng/kỳ. Ngày 6 tháng 2 năm 2007, Trung tâm Thông tin Khoa học và Công nghệ Quốc gia thuộc Bộ Khoa học và Công nghệ đã có Công văn số 44/TTKHCN-ISSN đồng ý cấp mã chuẩn quốc tế: ISSN 1859-1531 cho Tạp chí “Khoa học và Công nghệ”, Đại học Đà Nẵng. Ngày 5 tháng 3 năm 2008, Cục Báo chí, Bộ Thông tin và Truyền thông đã có Công văn số 210/CBC cho phép Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng, ngoài ngôn ngữ được thể hiện là tiếng Việt, được bổ sung thêm ngôn ngữ thể hiện bằng tiếng Anh và tiếng Pháp. Ngày 15 tháng 9 năm 2011, Bộ Thông tin và Truyền thông đã có Quyết định số 1487/GP-BTTTT cấp Giấy phép sửa đổi, bổ sung cho phép Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng được tăng kỳ hạn xuất bản từ 02 tháng/kỳ lên 01 tháng/kỳ và tăng số trang từ 80 trang lên 150 trang.

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

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

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

− Tuyên truyền, phổ biến đường lối chính sách của Đảng và Nhà nước trong lĩnh vực giáo dục, đào tạo và nghiên cứu khoa học, công nghệ.

Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” Đại học Đà Nẵng ra đời là sự kế thừa và phát huy truyền thống các tập san, thông báo, thông tin, kỷ yếu Hội thảo của Đại học Đà Nẵng và các trường thành viên trong gần 40 năm qua. Ban Biên tập rất mong sự phối hợp cộng tác của đông đảo các nhà khoa học, nhà giáo, các cán bộ nghiên cứu trong và ngoài nhà trường, trong nước và ngoài nước để Tạp chí “Khoa học và Công nghệ” của Đại học Đà Nẵng ngày càng có chất lượng tốt hơn.

BAN BIÊN TẬP

MỤC LỤC ISSN 1859-1531 - Tạp chí KHCN ĐHĐN, Số 1(110).2017

KHOA HỌC KỸ THUẬT VÀ CÔNG NGHỆ So sánh, đánh giá mức sẵn lòng chi trả phí thu gom chất thải rắn sinh hoạt ở các thành phố Biên Hòa và Mỹ Tho Comparison and evaluation of willingness to pay for household solid waste in Bien Hoa and My Tho cities Nguyễn Thị Lệ Ái, Nguyễn Minh Tâm, Nguyễn Tri Quang Hưng, Nguyễn Minh Kỳ 1Phương pháp xác định kỳ vọng thiếu hụt điện năng cho hộ tiêu thụ trên biểu đồ phụ tải kéo dài A method for determining loss of energy expectation for customers by using the load duration curve Bounthene Chansamay, Lê Việt Tiến, Trần Đình Long 7Nghiên cứu ứng dụng công nghệ plasma lạnh trong xử lý nước A study of cold plasma for water treatment Nguyễn Văn Dũng, Mai Phước Vinh, Nguyễn Thị Loan, Phạm Văn Toàn 11Ổn định tốc độ turbine bằng thuật điều khiển bền vững H∞ Stabilising speed for hydro turbines by technical robust H∞ controllers Nguyễn Văn Dũng, Trương Thị Bích Thanh, Bùi Văn Trình 16Mô hình hóa tháp chưng cất 2 thành phần 3 tầng cho công nghệ dầu khí Modelling the two composition – three stage distillation columns for petrochemical technology Nguyễn Quốc Định 21Nâng cao khả năng chống ăn mòn của lớp phủ hữu cơ bằng lớp biến tính chứa Zr và Ti Improving the corrosion protection of organic coating with conversion layer containing Zr and Ti Lê Minh Đức 25Ứng dụng mô hình hệ hỗ trợ ra quyết định trên nhóm vào quản lý tài nguyên đất Applying the group decision support system model to land resource management Phạm Minh Đương, Nguyễn Văn Hiệu, Phan Thị Xuân Trang 29Nghiên cứu - chế tạo bộ đo lưu lượng biogas kiểu nhiệt cho động cơ biogas Designing and manufacturing thermal mass flow meters for biogas engines Nguyễn Việt Hải, Bùi Văn Ga, Võ Anh Vũ 35Khảo sát, đánh giá một số thông số vận hành của điện mặt trời lắp mái nối lưới tại khu vực miền Trung Việt Nam Surveying and evaluating some operating parameters of grid-connected rooftop PV in central region of Vietnam Nguyễn Thùy Linh, Lê Thị Minh Châu, Trần Đình Long 40Chương trình tính dòng khí trong ống có tiết diện thay đổi Calculating program for compressible flows with area changes Phạm Thị Kim Loan 45Xác định ảnh hưởng của màng bảo quản đến chất lượng quả bưởi Phúc Trạch Determining effects of storage containers on quality of Phuc Trach pummelo fruit Nguyễn Văn Lợi 50Mô hình tư vấn lọc cộng tác tích hợp dựa trên ma trận tương đồng sản phẩm Item-based collaborative filtering recommendation model based on similarity matrix of items Phan Quốc Nghĩa, Đặng Hoài Phương, Huỳnh Xuân Hiệp 55Tính toán tự động hóa mạch vòng cho xuất tuyến 471 và 472 quận Ba, thành phố Đà Nẵngsử dụng phần mềm OPCOORD Calculation for loop automation on two outgoing-feeders 471&472 in District 3, Danang city using OPCOORD software Phan Hoàng Phúc, Nguyễn Thị Linh Giang, Lê Kim Hùng 59Một môi trường thống nhất để biểu diễn, lưu trữ, soạn thảo và xử lý các công thức toán học A unified environmen for representation, storage, editing and handling of mathematical formula Cao Xuân Tuấn, Nguyễn Mạnh Hùng, Võ Trung Hùng 64Nghiên cứu ảnh hưởng hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài và giải pháp nâng cao chất lượngkhởi động của động cơ đồng bộ nam châm vĩnh cửu khởi động trực tiếp Studying skin effect and solutions improving starting characteristics of line start permanent magnet synchronous motors Lê Anh Tuấn, Bùi Đức Hùng, Phùng Anh Tuấn, Bùi Minh Định 70

Nghiên cứu tách lipid từ cám gạo bằng công nghệ enzyme Researching on lipid extraction from rice bran using enzymatic technology Võ Công Tuấn, Huỳnh Văn Anh Thi, Đặng Đức Long 75Thiết kế bộ điều khiển thích nghi cho tay máy robot có xét đến mô hình của động cơ truyền động Designing adaptive controllers for robot manipulators considering motor model Bùi Hữu Thành, Lê Tiến Dũng 80Nghiên cứu lý thuyết ảnh hưởng sai số gia công đến sự lệch của kích thước tọa độ đường ống thiết kế trên tàu Theoretical research on influence of processing errors on the deviations of coordinate dimensions of design pipeline on the ship Phạm Trường Thi 86Đánh giá hoạt tính quang xúc tác của LaNiO3 phân hủy β-napthol dưới điều kiện chiếu xạ tia UV Photocatalytic activity of LaNiO3 under UV light irradiation Vũ Bích Thủy, Ngô Mạnh Thắng, Lê Minh Viễn 92Nghiên cứu giải pháp nâng cấp trọng tải ụ nổi Researching on improving capacity of floating dock Nguyễn Thị Huyền Trang, Dương Việt Dũng 96Sử dụng phương pháp bóc tách cơ học trong sản xuất vật liệu graphene đa lớp (FLG) Fabrication of few layer graphene – FLG using mechanical exfoliation method Trương Hữu Trì 101Xây dựng phần mềm tính thiết kế lò dầu truyền nhiệt kiểu π đốt hỗn hợp than đá và biogas cho các nhà máy tinh bột sắn Building a software for designing thermal oil heater π typeco-firing coal and biogas in cassava starch manufacturers Trần Văn Vang, Nguyễn Quốc Huy 106Đặc điểm thạch học và các tính chất cơ lý đá magma xâm nhập khu vực Hố Giang, xã Hòa Phú, huyện Hòa Vang, thành phố Đà Nẵng và khả năng sử dụng chúng Petrographic characteristics and mechaniical properties of intrusive magnatic rocks in Ho Giang, Hoa Phu commune, Hoa Vang district, Da Nang city and ability to use them Trần Khắc Vĩ, Hoàng Hoa Thám 111Mô phỏng số vùng tách dòng ở đầu ống khói nhiệt thẳng đứng bằng phương pháp Lattice Boltzmann Method Numerical simulation of flow separation at the outlet of a vertical solar chimney by Lattice Bolztmann Method Nguyễn Quốc Ý 116

KHOA HỌC TỰ NHIÊN Nghiên cứu sử dụng loài bèo tấm (Lemna minor L., 1753) làm sinh vật giám sát ô nhiễm nước thải dệt nhuộm Studying the use of duckweek (Lemna minor L., 1753) as a monitoring organism to textile effluent pollution Nguyễn Văn Khánh, Nguyễn Bảo Ngọc, Nguyễn Thị Phương 121Nghiên cứu ứng dụng polyme siêu hấp phụ nước làm chất giữ ẩm trên mẫu đất xã Hòa Tiến, huyện Hòa Vang, TP Đà Nẵng A study of applying water super absorbent polymers to moisturize sand-soil in Hoatien commune, Hoavang district, Danang city Trần Mạnh Lục 126Thành phần loài và mật độ của chi Protoperidinium (dinoflagellate) ở vùng biển Côn Đảo, Bà Rịa - Vũng Tàu Species composition and abundance of genus Protoperidinium (dinoflagellate) in Con Dao coastal waters, Ba Ria - Vung Tau Nguyễn Lương Tùng, Phan Tấn Lượm, Nguyễn Thị Tường Vi 131

KHOA HỌC Y DƯỢC Khảo sát hoạt tính chống oxy hóa và kháng khuẩn của cao chiết cồn lá chè dây (Ampelopsis cantoniensis) khu vực miền Trung Việt Nam A survey of antioxidiant and antibacteria activities of alcoholic extract of Ampelopsis cantoniensis leaves from the central region, Vietnam Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Xuân Thu, Đặng Đức Long 136

Lwuu ý

ISSN 1859-1531 - TẠP CHÍ KHOA HỌC VÀ CÔNG NGHỆ ĐẠI HỌC ĐÀ NẴNG, SỐ 1(110).2017 1

SO SÁNH, ĐÁNH GIÁ MỨC SẴN LÒNG CHI TRẢ PHÍ THU GOM CHẤT THẢI RẮN SINH HOẠT Ở CÁC THÀNH PHỐ BIÊN HÒA VÀ MỸ THO

COMPARISON AND EVALUATION OF WILLINGNESS TO PAY FOR HOUSEHOLD SOLID WASTE IN BIEN HOA AND MY THO CITIES

Nguyễn Thị Lệ Ái, Nguyễn Minh Tâm, Nguyễn Tri Quang Hưng, Nguyễn Minh Kỳ Trường Đại học Nông Lâm TP. HCM; [email protected]

Tóm tắt - Nghiên cứu tiến hành đánh giá sự khác nhau về quản lýchất thải rắn sinh hoạt của 2 thành phố là Biên Hòa và Mỹ Tho vàsử dụng phương pháp định giá ngẫu nhiên (CVM), thông qua điềutra 100 hộ dân tại mỗi thành phố. Kết quả dự báo sự gia tăng dânsố theo 2 giai đoạn 2016 - 2020 và 2021 - 2025 cho thấy hệ thốngthu gom hiện nay không còn đáp ứng được yêu cầu. Mô hình hồiquy đã xác định được các yếu tố ảnh hưởng đến mức sẵn lòng chitrả của hộ dân trong giai đoạn 2016 - 2020. Từ đó xác định đượcmức sẵn lòng chi trả của hộ dân thành phố Biên Hòa giai đoạn2016 - 2020 là tăng 14.450 đồng và giai đoạn 2021 - 2025 là tăngthêm 18.350 đồng so với mức giá 28.000 đồng/tháng hiện tại. TạiMỹ Tho, mức sẵn lòng chi trả tăng thêm 13.000 đồng/tháng (giaiđoạn 2016 - 2020); 2021 - 2025 tăng thêm 16.950 đồng so với giáhiện tại và phụ thuộc vào thu nhập, khối lượng rác phát sinh, nghềnghiệp kinh doanh.

Abstract - The research evaluates the differences of household solid waste management systems in Bien Hoa and My Tho Citiesusing contingent valuation method (CVM) through surveying 100households for each city. Result of the increasing population in stages from 2016 to 2020 and from 2021 to 2025 show that solid waste collection system no longer meets the requirements. Regression model identifies the factors that affect willingness to pay of households in the period 2016 - 2020. Willingness to pay in Bien Hoa city increases by 14,450 VND/month in the period 2016 - 2020 and 18,350 VND/month in the period from 2021 to 2025 compared with 28,000 VND/month at present. In My Tho, thewillingness to pay equals 13,000 VND/month in the period 2016-2020; it also increases by 16,950 VND/month compared with the current price. The willingness depends on the average income, the volume of garbage and business careers

Từ khóa - chất thải rắn sinh hoạt; phương pháp định giá ngẫunhiên; mức sẵn lòng chi trả; mô hình hồi qui, thu nhập

Key words - household solid waste, contingent valuation method, willingness to pay, regression model, income

1. Đặt vấn đề

Vấn đề chất thải rắn sinh hoạt đang là mối quan tâm của nước ta. Biên Hòa là khu kinh tế trọng điểm của tỉnh Đồng Nai, tập trung đông dân, mỗi ngày có khoảng 564 tấn rác sinh hoạt thải ra môi trường. Thành phố Mỹ Tho là đô thị trung tâm trong hệ thống các đô thị ở tỉnh Tiền Giang, mỗi ngày lượng chất thải rắn sinh hoạt phát sinh là 132 tấn, ít hơn rất nhiều so với đô thị Biên Hòa đang phát triển. Lượng rác thải này nếu không thu gom, xử lý triệt để và thải trực tiếp ra ngoài môi trường sẽ gây ảnh hưởng xấu đến môi trường và sức khỏe của con người.

Tuy nhiên, tình trạng thu gom chất thải rắn sinh hoạt vẫn chưa đáp ứng được yêu cầu phát triển đô thị. Khu vực Nhà nước hiện không đủ ngân sách để cung ứng thiết bị thu gom và trả lương cho công nhân. Muốn giải quyết vấn đề môi trường cần phải có sự quan tâm và đầu tư nhiều hơn của cả xã hội. Cần nhấn mạnh vai trò của người dân vì từ trước đến nay vấn đề môi trường vẫn bị coi là nhiệm vụ riêng của các cơ quan chức năng trong khi các hộ gia đình vừa là đối tượng thải rác sinh hoạt, vừa phải chịu ảnh hưởng của sự ô nhiễm chính môi trường sinh hoạt do rác mà họ thải ra. Xuất phát từ thực tế nói trên mà nghiên cứu này được thực hiện nhằm tìm hiểu thái độ, nhu cầu của người dân và mức sẵn lòng chi trả để nâng cao hiệu quả quản lý chất thải trên 2 địa bàn, giải quyết thỏa đáng những khó khăn khi không được sự bao cấp của Nhà nước trong thời gian tới.

2. Phương pháp nghiên cứu Bài báo được thực hiện với các phương pháp nghiên

cứu sau: - Phương pháp thu thập số liệu: Phương pháp này thu

thập số liệu về công tác thu gom, khối lượng rác phát sinh và lộ trình vận chuyển chất thải rắn sinh hoạt.

- Phương pháp phân tích dữ liệu: Sau khi thu thập số liệu, đề tài bắt đầu tiến hành phân tích, thống kê để xử lý thông tin cần thiết cho báo cáo.

+ Phân tích và đánh giá hiện trạng quản lý chất thải rắn sinh hoạt: Sau khi thu thập số liệu, đề tài bắt đầu tiến hành phân tích, thống kê để xử lý thông tin.

Mô hình dự báo lượng chất thải rắn sinh hoạt tới năm 2025 được tính theo công thức: M = k×r×N

Trong đó: Mn: khối lượng CTRSH năm cần tính; tấn/năm; k: tỷ lệ thu gom rác; Nn: dân số của năm tính toán, người; r: tốc độ phát sinh CTR, kg/người/ngày.

+ Phân tích và xác định mức sẵn lòng chi trả: Nghiên cứu sử dụng phương pháp điều tra phỏng vấn và chọn ngẫu nhiên tại xã/ phường đặc trưng của Biên Hòa và Mỹ Tho.

Phương pháp sẵn lòng trả - willingness to pay (WTP): Nghiên cứu sử dụng WTP để ước tính mức sẵn lòng chi trả cho dịch vụ thu gom rác tại 2 thành phố. Kỹ thuật được sử dụng trong nghiên cứu này là kỹ thuật thẻ thanh toán (Payment Card). Người được hỏi được xem tấm thẻ chi trả với các mức sẵn lòng chi trả được chỉ ra sẵn. Trong tấm thẻ này mức sẵn lòng chi trả thấp nhất là 5.000 đồng và mức cao nhất là trên 35.000 đồng/người/tháng. Sự sẵn sàng chi trả bình quân được xác định theo công thức sau:

= ∑ ∑

2 Nguyễn Thị Lệ Ái, Nguyễn Minh Tâm, Nguyễn Tri Quang Hưng, Nguyễn Minh Kỳ

Trong đó: : mức sẵn lòng chi trả trung bình của các hộ; k: chỉ số của các mức WTP; WTPk: mức sẵn lòng chi trả thứ k; Nk: số hộ gia đình tương ứng với mức WTPk

Để phân tích mức độ ảnh hưởng của các biến tới mức sẵn lòng chi trả của người dân, nghiên cứu xây dựng mô hình hồi quy đa biến.

- Đối với thành phố Biên Hòa: WTP=β0+β1*X1+β2*X2+β3*X3+β4*D1+β5*D2+β6*D

3 + β7*D4+ β8*X5 + β9*X6 Trong đó, WTP: biến phụ thuộc (mức sẵn lòng chi trả);

β0: hệ số tự do hay hệ số chặn; βi: hệ số hồi quy; Xi: biến

độ tuổi, quy mô hộ gia đình, trình độ học vấn, thu nhập trung bình, khối lượng rác phát sinh; D1, D2, D3, D4 là các biến giả thể hiện nguồn thu nhập chính của gia đình được phỏng vấn tương ứng lần lượt là: thu nhập từ tiền lương, kinh doanh/buôn bán, nông nghiệp, công nhân.

- Đối với thành phố Mỹ Tho: Y=β0+β1*X1+β2*X2+β3*X3+β4*F1+β5*F2+β6*F3 +

β7*F4+ β8*X5 + β9*X6 + β10*X7 Xi: biến tuổi, quy mô hộ gia đình, trình độ học vấn, số

người lao động, thu nhập trung bình, khối lượng rác phát sinh; F1, F2, F3, F4 là các biến giả thể hiện nghề nghiệp của người được phỏng vấn lần lượt là: công chức, viên chức, kinh doanh/buôn bán, nông nghiệp, công nhân.

Bảng 1. Phân bố và cỡ mẫu điều tra

Biên Hòa Mỹ Tho

Phường/Xã Dân số (người) Số hộ Số mẫu

điều tra Phường/Xã Dân số (người) Số hộ Số mẫu

điều tra

Phường An Bình 47.475 14.649 27 Phường 1 8.192 1.632 35

Phường Long Bình 61.719 22.541 38 Phường 9 8.750 2.488 35

Phường Thanh Bình 6.853 1.137 15 Xã Trung An 22.513 8.484 30

Xã Hiệp Hòa 13.049 3.364 20

Bảng 2. Diễn giải các biến độc lập trong mô hình nghiên cứu

Tên biến Ký hiệu Mô tả Kỳ vọng dấu Các tác giả đã nghiên cứu

Độ tuổi X1 Độ tuổi (số năm) + Nguyễn Văn Song [1], Afroz [2], Alhassan và Mohammed [3]

QMGD X2 Qui mô gia đình (tổng số thành viên gia đình) + Nguyễn Thị Thu Huệ [4], Afroz [2], Huang và

Ho [5], Alhassan và Mohammed [3]

TDHV X3 Trình độ học vấn (số năm đi học) +

Nguyễn Văn Song [1], Hoàng Thị Hương [6], Trần Hữu Nam [7], Afroz [2], Alhassan và

Mohammed [3], Huang và Ho [5]

Nghề nghiệp F1, F2, F3, F4 +/- Hoàng Thị Hương [6]

NSLD X7 Số người lao động trong hộ gia đình + Trần Hữu Nam [7]

Nguồn thu nhập chính

D1, D2, D3, D4 +/- Tác giả

Thu nhập trung bình X5 Thu nhập (VNĐ/

tháng/người) + Nguyễn Văn Song [1], Hoàng Thị Hương [6], Nguyễn Thị Thu Huệ [4], Nguyễn Văn Quỳnh

[8], Afroz [2], Huang và Ho [5]

KLR X6 Khối lượng rác phát sinh (kg/ngày) + Trần Hữu Nam [7], Nguyễn Văn Quỳnh [8]


3. Kết quả nghiên cứu và thảo luận 3.1. Thực trạng thu gom và quản lý chất thải rắn

Bảng 3. Thành phần chất thải rắn sinh hoạt

Biên Hòa Mỹ Tho

Thành phần Tỷ lệ (%) Thành phần Tỷ lệ (%) Thành phần Tỷ lệ (%) Thành phần Tỷ lệ (%)

Thực phẩm 9,0 Kim loại khác 3,0 Thực phẩm 61 – 96,6 Thủy tinh 0 – 25

Giấy 34,0 Bụi, tro 3,0 Giấy 1 – 19,7 Lon đồ hộp 0 – 10,2

Giấy carton 6,0 Cao su 0,5 Carton 0 – 4,6 Sắt 0

Nhựa 7,0 Da 0,5 Nilon 0 – 36,6 Kim loại màu 0 – 3,3

Vải vụn 2,0 Rác vườn 18,5 Nhựa 0 – 10,8 Sành sứ 0 – 10,5

Thủy tinh 8,0 Gỗ 2,0 Vải 0 – 14,2 Bông băng 0

Can thiếc 6,0 Gỗ 0 – 7,2 Xà bần 0 – 9,3

Nhôm 0,5 Cao su mềm 0 Styrofoam 0 – 1,3

Cao su cứng 0 – 2,8

Bảng 3 cho thấy CTRSH ở đây có thành phần khá đa dạng và chất hữu cơ dễ phân huỷ chiếm tỷ lệ khá cao.

Hiện trạng thu gom chất thải rắn sinh hoạt đến điểm tập kết trên địa bàn TP Biên Hòa và Mỹ Tho đều do Công ty công trình đô thị thực hiện. Mức phí thu gom rác tại 2 thành phố này có sự khác nhau rõ rệt. Biên Hòa là nơi có nhiều khu tập trung công nghiệp, dân số đông, mức sống và thu nhập cao hơn Mỹ Tho nên mức thu cho hộ một nhân khẩu là 5.000 đồng/tháng; hộ dân cư còn lại là 28.000 đồng/tháng; nhà hàng khách sạn là 160.000 đồng/500kg và không có sự phân biệt giữa hẻm lớn và hẻm nhỏ, giữa nội thành và ngoại thành như Mỹ Tho. Với vùng nội thành Mỹ Tho thì mức phí là 20.000 đối với mặt tiền đường và 15.000 đối với hẻm trong, còn vùng ngoại thành thì mức sống thấp

hơn, nên mức phí thu gom cũng thấp hơn với mặt tiền đường là 15.000 đồng/tháng, trong hẻm là 10.000 đồng/tháng. Ngoài ra, theo tính toán, dự báo thì lượng chất thải rắn phát sinh tại Biên Hòa tới năm 2025 là 1.328 tấn/ngày với r = 1,3 kg/người/ngày. Đối với Mỹ Tho thì lượng chất thải rắn phát sinh ít hơn khoảng 413,4 tấn/ngày vào năm 2025. Vì vậy cần có biện pháp cụ thể để thu gom hoàn toàn lượng chất thải rắn thải ra môi trường trong tương lai.

3.2. Ước lượng và so sánh mức sẵn lòng chi trả của hộ dân giữa Biên Hòa và Mỹ Tho

Mức độ đánh giá sự hài lòng của hộ dân đối với dịch vụ thu gom rác thải được thể hiện ở Hình 1.

Hình 1. Mức độ hài lòng của người dân về dịch vụ thu gom rác tại Biên Hòa và Mỹ Tho

Qua biểu đồ về mức độ đánh giá của người dân đối với dịch vụ thu gom rác cho thấy phần lớn đều hài lòng với dịch vụ thu gom (42,4%), mặc dù vẫn còn khá nhiều người được hỏi cho là họ không hài lòng (11,6%) với dịch vụ thu gom, đặc biệt là đối với hiện trường sau khi thu gom, phương tiện thu gom, vấn đề khiếu nại liên quan đến rác thải và địa điểm tập kết rác. Có thể thấy được mức độ trả thêm phí vệ sinh giai đoạn năm 2016 - 2020 chủ yếu là 5.000 đồng/tháng. Tại Mỹ Tho, mức giá 15.000 đồng được người dân chọn nhiều nhất, còn ở Biên Hòa, do điều kiện phát triển hơn nên người dân vẫn sẵn lòng trả mức giá cao là 25.000 - 30.000 đồng. Từ các kết quả trên ước lượng ra

giá trị WTP trung bình thành phố Biên Hòa giai đoạn 2026 - 2020 là 14.450 đồng/tháng, Mỹ Tho là 13.000. Tương tự, mức sẵn lòng chi trả tại Biên Hòa giai đoạn 2021 - 2025 tăng thêm so với giai đoạn 2016 - 2020 là 18.350 đồng/tháng, Mỹ Tho: 16.950 đồng.

Mô hình hồi quy Kết quả phân tích hồi quy tuyến tính cho thấy hệ số R2

hiệu chỉnh (Biên Hòa) bằng 0,600. Điều đó có nghĩa là 60% sự biến thiên về mức độ hài lòng của hộ dân đối với dịch vụ thu gom rác thải được giải thích bởi các nhân tố đưa vào mô hình nghiên cứu. R2 hiệu chỉnh (Mỹ Tho) bằng 0,626.

Hoàn toàn không hài

lòng2%

Không hài lòng14%

Bình thường

41%

Hài lòng28%

Rất hài lòng15%

Hoàn toàn không hài

lòng8%Không hài

lòng19%

Bình thường

47%

Hài lòng25%

Rất hài lòng1%


Điều đó có nghĩa là 62,6% sự biến thiên về mức độ hài lòng của hộ dân đối dịch vụ thu gom rác thải được giải thích bởi các nhân tố đưa vào mô hình nghiên cứu. Hệ số mức ý nghĩa của mô hình sig< 0,001 nên mô hình hồi quy được thiết lập phù hợp. Chỉ số VIF của mô hình cho thấy hiện tượng đa cộng tuyến không đáng kể (Hoàng Trọng và Chu Nguyễn Mộng Ngọc, 2008) [9].

Từ Bảng 4 ta có phương trình hồi quy cho thành phố Biên Hòa và Mỹ Tho:

YBH = -0,898 + 0,135*QMGD + 0,714*D1 + 1,025*D2 +0,627*D4 + 0,510*TNTB + 0,147*KLR.

YMT = 0,795 + 0,528*F2 + 0,131*SNLD + 0,375*TNTB + 0,216*KLR

Bảng 4. Kết quả mô hình hồi quy về mức sẵn lòng chi trả của các hộ dân giai đoạn 2016 - 2020

Biên Hòa Mỹ Tho

Hệ số B Beta Sig VIF Hệ số B Beta Sig VIF

Hằng số -0,986 0,040 0,795 0,046

QMGD 0,135 0,209 0,028 2,169 TNTB 0,375 0,458 0,001 2,448

D1 0,748 0,216 0,084 3,779 SNLD 0,131 0,163 0,068 2,072

D2 1,025 0,348 0,009 4,184 KLR 0,216 0,184 0,041 2.085

D4 0,627 0,187 0,082 2,786 F2 0,528 0,230 0,012 2,419

TNTB 0,510 0,342 0,000 1,713

KLR 0,147 0,235 0,019 2,382

F 17,522 F 17,599

Sig 0,000 Sig 0,000

R Square 0,637 R Square 0,664

Adjusted R Square 0,600 Adjusted

R Square 0,626

3.3. Phân tích ảnh hưởng của một số yếu tố đến mô hình hồi quy

Trong mô hình hồi quy cho thành phố Biên Hòa, mức sẵn lòng chi trả của người dân sẽ chịu ảnh hưởng nhiều nhất bởi yếu tố D2 (nguồn thu nhập chính từ hoạt động kinh doanh/buôn bán), thứ hai là D1 (nguồn thu nhập từ tiền lương), thứ 3 là thu nhập trung bình, thứ 4 là quy mô gia

đình và cuối cùng là lượng rác thải ra hàng ngày. Tại thành phố Mỹ Tho thì nghề nghiệp kinh doanh ảnh hưởng nhiều nhất tới mức sẵn lòng chi trả; thứ hai là thu nhập trung bình, thứ 3 là khối lượng rác phát sinh và cuối cùng là số người lao động. Bằng phương pháp thống kê toán học, tính được mức WTP trung bình của các hộ gia đình ở từng mức thu nhập và được thể hiện qua biểu đồ Hình 2.

Hình 2. Biểu đồ quan hệ giữa thu nhập và mức sẵn lòng chi trả của người dân tại Biên Hòa và Mỹ Tho

Qua điều tra, những hộ có thu nhập dưới 10 triệu đồng chủ yếu chọn mức WTP là 5.000 đồng, những hộ có thu nhập càng cao thì mức sẵn lòng chi trả càng nhiều, những hộ có thu nhập trên 15 triệu đồng thì sẵn lòng trả với mức giá 20.000 trở lên. Tại Mỹ Tho, mức thu nhập trung bình khoảng 7 triệu đồng/tháng nên những hộ có thu nhập dưới 1 triệu đồng thường chọn mức giá 5.000 đồng, những hộ thu nhập từ 10 - 15 triệu thì chọn mức giá 25.000 đồng, tuy nhiên mức giá 30.000 đồng không ai chọn. Điều này

thể hiện được mức sẵn lòng chi trả tại Biên Hòa cao hơn Mỹ Tho.

Biến nguồn thu nhập chính được khẳng định là có vai trò rất quan trọng trong quyết định mức sẵn lòng chi trả. Người có nguồn thu từ tiền lương cao hơn sẵn lòng chi trả cao hơn những người có thu nhập thấp. Với mức ý nghĩa α = 0,009 cho thấy những người có nguồn thu nhập chính từ kinh doanh/buôn bán có mức WTP cao hơn so với những người khác là 1.025 đồng.

0

10

20

30

40

1-5 triệu

Trên 5 trieu -

10 triệu

Trên10 triệu-

15triệu

Trên 15 triệu

50001000015000200002500030000

0

10

20

30

40

5000 10000 15000 20000 25000

< 1 triệu 1-5 triệu> 5 triệu - 10 triệu > 10 triệu - 15 triệu


Hình 3. Mối quan hệ giữa nghề nghiệp, số lao động và mức sẵn lòng chi trả tại Mỹ Tho

Biến nghề nghiệp được khẳng định có vai trò quan trọng trong quyết định của mức WTP. Trong nghiên cứu này, mức WTP phụ thuộc vào nghề nghiệp (Hình 3). Thu nhập trung bình tại thành phố Mỹ Tho gắn liền với nghề nghiệp và ảnh hưởng nhiều tới mức sẵn lòng chi trả. Sự sẵn lòng chi trả tại Mỹ Tho còn phụ thuộc vào số người lao động, có nghĩa số người lao động càng nhiều thì mức sẵn lòng chi trả càng cao. Kết quả hệ số mô hình hồi quy về biến khối lượng rác phát sinh có ý nghĩa thống kê

(P = 0,019<0,05). Hệ số hồi quy là 0,147 và mang dấu dương, tức quan hệ đồng biến với biến phụ thuộc. Tương tự, kết quả hệ số mô hình hồi quy về biến quy mô gia đình cũng có ý nghĩa thống kê (P = 0,028<0,05). Hệ số hồi quy có giá trị là 0,135 và mang dấu dương, tức là quy mô gia đình càng nhiều người thì mức sẵn lòng chi trả càng cao.

Khi phân tích hồi quy mức sẵn lòng chi trả giai đoạn 2021 - 2025, kết quả hồi quy giai đoạn này thể hiện ở Bảng 5.

Bảng 5. Mô hình hồi quy mức sẵn lòng chi trả của người dân giai đoạn 2021 - 2025

Biên Hòa Mỹ Tho

B Beta Sig. VIF B Beta Sig. VIF

Hằng số -1,579 0,007 Hằng số 1,443 0,015

QMGD 0,110 0,133 0,064 2,086 TNTB 0,383 0,231 0,027 2,448

TNTB 1,120

KLR 0,233 KLR 0,399 0,246 0,11 2,085

F2 0,985 0,311 0,002 2,149

F 53,044 F 14,891

Sig 0,000 Sig 0,000

R Square 0,774 R Square 0,614

Adjusted R Square 0,759 Adjusted R

Square 0,571

Dựa vào Bảng 5 ta có phương trình hồi quy cho Biên Hòa và Mỹ Tho lần lượt như sau:

YBH = -1,179 + 0,110*QMGD + 1,120*TNTB + 0,233*KLR

YMT = 1,443 + 0,383*TNTB + 0,399*KLR +0,985*F2 Nhìn vào phương trình hồi quy ta thấy được tại Biên

Hòa mức thu nhập trung bình ảnh hưởng mạnh nhất tới mức sẵn lòng chi trả của người dân. Khối lượng rác phát sinh ảnh hưởng thứ hai, và cuối cùng là quy mô hộ gia đình. Tại Mỹ Tho, yếu tố ảnh hưởng theo thứ tự: nghề nghiệp, thu nhập trung bình, khối lượng rác và số người lao động. Qua mô hình tại Mỹ Tho thì số người lao động mới là yếu tố ảnh hưởng, số người lao động càng nhiều thì mức sẵn lòng chi trả càng cao.

4. Kết luận

Quá trình nghiên cứu hệ thống quản lý chất thải rắn sinh hoạt tại 2 thành phố là vùng kinh tế trọng điểm phía Nam và vùng đang phát triển của Tây Nam Bộ nhận thấy phần lớn người dân đều đánh giá chất lượng dịch vụ thu gom rác hiện nay là khá tốt, một phần nhỏ người dân chưa hài lòng về công tác thu gom do phương tiện còn thô sơ, lực lượng còn ít, chưa đáp ứng được yêu cầu thu gom. Kết quả nghiên cứu cho thấy mức sẵn lòng chi trả được chi phối bởi các yếu tố khác nhau, tùy thuộc vào đặc tính phát triển cùa từng vùng. Tuy nhiên, qua quá trình tính toán thì lợi nhuận của việc thu gom chưa bù đắp được chi phí đầu tư thêm xe ép rác, vì vậy công tác thu gom vẫn cần tới sự hỗ trợ của Nhà nước. Để cải thiện hệ thống quản lý chất thải rắn sinh hoạt thì cần phải có biện pháp tăng cường hiệu quả quản lý thông qua các giải pháp về thể chế, chính sách cũng như giáo dục ý thức cộng đồng.

0

10

20

30

40khác

công nhân

nông dân

kinh doanh/ buônbáncông chức, viên chức

010203040

5000 10000 15000 20000 25000


TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Nguyễn Văn Song & nnk, “Xác định mức sẵn lòng chi trả của các

hộ nông dân về dịch vụ thu gom, quản lý và xử lý chất thải rắn sinh hoạt ở địa bàn huyện Gia Lâm, Hà Nội”, Tạp chí Khoa học và Phát triển, Tập 9(5),2011, tr. 853 - 860.

[2] Afroz, R., Masud, M.,“Using a contingent valuation approach for improved solid waste management facility: Evidence from Kuala Lumpur, Malaysia”, Journal of Environmental Management, Vol. 31,2010, pp. 800–808.

[3] Alhassan, M., Mohammed, J.,“Household’s Demand for Better Solid Waste Disposal Services: Case Study of Four Communities in the New Juaben Municipality, Ghana”, Journal of Sustainable Development, Vol. 6(11),2008, pp. 16-25.

[4] Nguyễn Thị Thu Huệ, Phân tích ý kiến của hộ gia đình và các yếu tố ảnh hưởng đến mức sẵn lòng chi trả đối với dịch vụ thu gom rác thải sinh hoạt ở quận Bình Tân, Thành phố Hồ Chí Minh, Luận văn thạc sĩ, Trường Đại học Kinh tế TP.HCM, 2011.

[5] Huang Chiung-Ju, Ho Yuan-Hong, “Willingness to pay for waste clearance and disposal: Result of the Taichung City Sutdy”, The

Business Review, Cambridge,Vol. 4 (2), 2005, pp. 136-141. [6] Hoàng Thị Hương, Tìm hiểu mức sẵn lòng chi trả của người dân về

việc thu gom xử lý rác thải bằng phương pháp tạo dựng thị trường tại khu vực Xuân Mai – Chương Mỹ – Hà Nội, Luận văn thạc sỹ kinh tế, Trường Đại học Nông nghiệp Hà Nội, 2008.

[7] Trần Hữu Nam, Xác định mức sẵn lòng chi trả của hộ gia đình đối với dịch vụ thu gom rác thải sinh hoạt ở thành phố Tây Ninh, Luận văn thạc sĩ Kinh tế, Trường Đại học Kinh tế TPHCM, 2015.

[8] Nguyễn Văn Quỳnh, Xác định mức sẵn lòng chi trả của người dân cho việc cải thiện hoạt động quản lý chất thải rắn đô thị tại Bình Dương, Luận văn thạc sĩ, Đại học Nông Lâm TPHCM, 2012.

[9] Hoàng Trọng & Chu Nguyễn Mộng Ngọc, Phân tích dữ liệu nghiên cứu với SPSS, Nhà xuất bản Hồng Đức, 2008.

[10] Urenco Đồng Nai, Báo cáo tình hình thu gom phí rác thải sinh hoạt của Xí nghiệp Môi trường Biên Hòa, Công ty TNHH MTV DV MT ĐT Đồng Nai, Biên Hòa, 2013.

[11] Urenco Đồng Nai, Báo cáo tình hình thu gom chất thải rắn sinh hoạt của Xí nghiệp Môi trường Biên Hòa, Công ty TNHH MTV DV MT ĐT Đồng Nai, Biên Hoà, 2016.

(BBT nhận bài: 01/11/2016, hoàn tất thủ tục phản biện: 28/12/2016)


PHƯƠNG PHÁP XÁC ĐỊNH KỲ VỌNG THIẾU HỤT ĐIỆN NĂNG CHO HỘ TIÊU THỤ TRÊN BIỂU ĐỒ PHỤ TẢI KÉO DÀI

A METHOD FOR DETERMINING LOSS OF ENERGY EXPECTATION FOR CUSTOMERS BY USING THE LOAD DURATION CURVE

Bounthene Chansamay1, Lê Việt Tiến1, Trần Đình Long1,2 1Trường Đại học Bách khoa Hà Nội

2Hội Điện lực Việt Nam

Tóm tắt - Kỳ vọng thiếu hụt điện năng là chỉ tiêu quan trọng đểđánh giá độ tin cậy cung cấp điện cho các phụ tải. Chỉ tiêu nàythường được sử dụng trong qui hoạch, thiết kế và vận hành cáchệ thống phân phối điện khi so sánh lợi ích kinh tế của các giảipháp tăng cường độ tin cậy của sơ đồ cung cấp điện (như xây lắpthêm đường dây, tăng công suất trạm biến áp, thay đổi cấu hìnhvận hành của lưới điện phân phối…) với chi phí đầu tư để thựchiện các giải pháp đó. Bài báo này đề xuất phương pháp xác địnhkỳ vọng thiếu hụt điện năng đối với hộ tiêu thụ bằng cách sử dụngbiểu đồ phụ tải kéo dài kết hợp với dãy phân bố xác suất năng lựctải của lưới phân phối. Phương pháp được minh họa bằng ví dụtính toán kì vọng thiếu hụt điện năng cho một sơ đồ cung cấp điệncụ thể của hộ tiêu thụ.

Abstract - Loss of energy expectation is an important index for evaluating the reliability of electricity supply for customers. This index is frequently used in planning, designing and operating the distribution power network when comparing the economic benefit of different solutions proposed for increasing the system reliability (such as installation of additional line, extension of capacity of transformer substations, reconfiguration of operational distribution schemes…)with the investment cost to realize those solutions. This paper presents the method for determining loss of energy expectation for customers by using the load duration curve in combining with supply capacity of the distribution network. The method has been illustrated by an example of determining the loss of energy expectation in a real power supply system for customers.

Từ khóa - kỳ vọng thiếu hụt điện năng; xác suất làm việc tin cậyxác suất hỏng hóc; năng lực tải; đồ thị phụ tải kéo dài

; Key words - Loss of energy expectation, probability of normal state, probability of failure, supply capacity, load duration curve


Xác suất thiếu hụt công suất (Loss of load proba - bility – LOLP) và kỳ vọng thiếu hụt điện năng (Loss of energy expectation – LOEE) là những chỉ tiêu quan trọng để đánh giá độ tin cậy cung cấp cho các hộ tiêu thụ và lựa chọn các giải pháp hợp lý để cải thiện các chỉ tiêu này [2, 3]. Đã có nhiều công trình nghiên cứu về phương pháp xác định LOEE (chẳng hạn, [2] - [6]). Trong [3], LOEE cho nút phụ tải được tính toán theo biểu đồ phụ tải ngày đặc trưng, thích hợp cho các sơ đồ cung cấp điện có sự tham gia của các nguồn điện phân tán với khả năng phát thay đổi liên tục theo thời gian trong ngày.

Trường hợp công suất của nguồn cấp ổn định, LOEE có thể được xác định đơn giản hơn, với khối lượng tính toán giảm rất đáng kể bằng cách sử dụng biểu đồ phụ tải kéo dài tuyến tính hóa kết hợp so sánh với năng lực tải của sơ đồ cung cấp điện trong các trạng thái vận hành khác nhau. Nội dung của phương pháp sẽ được giới thiệu và minh họa trong bài báo này.

2. Xây dựng dãy phân bố xác suất năng lực tải của sơ đồ cung cấp điện và xác định LOEE

Hầu hết các phụ tải đều được cấp điện từ các lưới phân phối hình tia, 1 nguồn. Với các cấu trúc lưới điện đơn giản như vậy việc tính toán các thông số về độ tin cậy và năng lực tải của các phần tử cũng như biến đổi đẳng trị hóa sơ đồ về dạng đơn giản cuối cùng để khảo sát không gặp nhiều khó khăn [2], [4]. 2.1. Xây dựng dãy phân bố xác suất năng lực tải

Giả thiết sơ đồ cung cấp điện đã được đẳng trị và đơn giản hóa gồm n phần tử, mỗi phần tử i có 2 trạng thái đối lập (làm việc với xác suất pi và hỏng hóc với xác suất

qi =1-pi). Số trạng thái có thể phân biệt được của hệ thống là: N = 2n, tổ hợp trạng thái các phần tử có thể nhận được bằng cách khai triển biểu thức:

n(p + q ) = 1i ii = 1

∏ (1)

Các phần tử thường có xác suất hỏng hóc khá bé (qi<1.10-3) nên khi khai triển theo (1) có thể bỏ qua các trạng thái hỏng đồng thời từ 2 phần tử trở lên. Mỗi tổ hợp trạng thái k được khảo sát tương ứng với một năng lực tải Sk của sơ đồ cấp điện với xác suất pk.

Sau khi điểm kê và sắp xếp các trạng thái tính toán của hệ thống (chẳng hạn theo trình tự từ Smax đến 0) có thể nhận được dãỹ phân bố xác suất Sk (pk)/k =1, N (với N số trạng thái của hệ thống được khảo sát).

Áp đặt dãy phân bố xác suất khả năng cung ứng của sơ đồ vào biểu đồ phụ tải kéo dài (Load Duration Curve – LDC) cho khoảng thời gian khảo sát có thể xác định được các trạng thái có khả năng gây thiếu hụt công suất và tính toán kỳ vọng thiếu hụt điện năng đối với nút phụ tải khảo sát.

Phần biểu đồ phụ tải kéo dài P(t) nằm trên mức khả năng cung ứng Sk, sẽ gây mức thiếu hụt điện năng δAk tương ứng:

TkδA = (P -S )p dttk k k0

∫

Trong đó: Tk – hoành độ điểm cắt k của đường biểu diễn mức khả năng cung ứng Sk với biểu đồ phụ tải kéo dài; Pt – công suất trên biểu đồ phụ tải kéo dài tại thời điểm t; pk – xác suất của trạng thái của sơ đồ có khả năng cung ứng Sk.

Khi sử dụng biểu đồ phụ tải kéo dài tuyến tính hóa (Linear Matching LDC – LMLDC) [1], lượng điện năng thiếu hụt δAk

(2)

8 Bounthene Chansamay, Lê Việt Tiến, Trần Đình Long

trong biểu thức tích phân (2) có thể được xác định một cách gần đúng bằng các quan hệ hình học đơn giản hơn. 2.2. Đồ thị phụ tải kéo dài tuyến tính hóa (LMLDC) [1]

Hình 1. Xác định thiếu hụt công suất và điện năng trên LMLDC

2.3. Xác định lượng thiếu hụt điện năng δAk Tùy theo trị số của năng lực tải Sk, đường biểu diễn

Sk(pk) có vị trí tương đối so với LMLDC khác nhau. Phân biệt các trường hợp sau:

LMLDC 3 đoạn ABCD được xây dựng từ LDC thực tế (Hình 1) trên cơ sở các điều kiện sau:

(1) Không thay đổi công suất đỉnh (Pmax =PA) và đáy (Pmax = PD) của LDC (giữ nguyên tọa độ của các điểm A và D).

(2) Tọa độ công suất các điểm B (PB) và C (PC) được xác định trên cơ sở cân bằng diện tích phía dưới đường LDC thực tế và đường ABCD với trục hoành T, nghĩa là phép tuyến tính hóa không làm thay đổi điện năng sử dụng của các hộ tiêu thụ.

(3) Tọa độ của các điểm đặc trưng được ghi chú trên Hình 1.

LMLDC cũng có thể được xác định theo độ dốc của các đoạn AB (α1); BC (α2) và CD (α3) ( hinh 1) với

max1

Đ

B

C

P -Ptgα =T

; (3)

B C2

BT

P -Ptgα =T

; (4)

m

TĐ

C in3

P -Ptgα =T

; (5)

Trong đó: TCĐ, TBT, TTĐ – tương ứng là thời gian cao điểm, bình thường và thấp điểm trên biểu đồ phụ tải, được quy định đối với từng HTĐ cụ thể.

Thông thường, để thuận tiện cho việc tính toán LMLDC được biểu diễn trong hệ đơn vị tương đối với công suất cơ bản chọn bằng công suất trung bình của biểu đồ phụ tải (Pcb=Ptb) và thời gian cơ bản chọn bằng tổng thời gian khảo sát (Tcb = T).

1) Sk ≥ Pmax: Đường Sk(pk) nằm trên LMLDC, không xảy ra thiếu hụt công suất và điện năng.

2) Pmax> Sk ≥ PB: Đường Sk(pk) cắt LMLDC tại điểm k trên đoạn AB (Hinh 1). Thời gian có khả năng thiếu hụt công suất Tk: Tk = (Pmax – Sk)/tgα1 (6)

δAk(AB) = (Pmax – Sk)2.pk/2 tgα1 (7)

Hình 2. Lưu đồ thuật toán xác định LOEE đối với hộ tiêu thụ

trên LMLDC 3) PB > Sk ≥ PC: Điểm k nằm trên đoạn BC

Tk = (PB – Sk)/ tgα2 + TCĐ (8) δAk(BC) = [(Pmax – PB)2.TCĐ /2 + (PB – Sk)2/

2tgα2 + TCĐ(PB – Sk)].pk (9) 4) PC> Sk ≥ Pmin: Điểm k nằm trên đoạn CD

Tk = (PC – Sk) / tgα3 + TCĐ + TBT (10) δAk(CD) = [(Pmax – PB)2. TCĐ /2 + (PB – PC)(2TCĐ

0 Tk

TC§ TBT TT§

P = Pmax

k

CD

A

PB

Ptb

PC

P

TC

α1

α2

α3

min

T

A

P = PD

B

S (p )k k

TB TD

Biểu đồ phụ tải kéo dài (LDC): Pmax,

Pmin, Ptb, TCĐ, TBT, TTĐ

Xây dựng LMLDC: xác định PB, PC, hoặc tgα1, tgα2,

tgα3

Thông số hỏng hóc các phần tử sơ đồ

cấp điện TSC, ω, q

Đẳng trị hóa sơ đồ xác định Sđt, pđt

Tính toán xác suật trạng thái hệ thống

Xây dựng dãy phân bố xác suất khả năng tải Sk (pk)/k =1,

Điện năng thiếu hụt δA = 0

K =1

Điện năng thiếu hụt δAk

δA = δA + δAk

k = k + 1

Xuất δA

k =Nk

Stop


+ TBT)/2 + (PC – Sk)2/2tgα3 + (TCĐ + TBT)(PC – Sk)].pk (11)

5) Sk< Pmin: Đường Sk(pk) nằm dưới LMLDC. Tk = T (12)

δAk(CD) = [(Pmax – PB)2.TCĐ /2 + (PB – PC)(2TCĐ + TBT)/2 + (PC – Pmin)(2TCĐ + 2TBT + TTĐ)/2+ (Pmin– Sk).T].pk (13)

6) Sk = 0: δAk(0) = AT . pk = Ptb.T.pk (14)

Tổng điện năng thiếu hụt đối với hộ tiêu thụ trong thời gian khảo sát T:

N

kk=1

δA = δA∑ (15)

Trong đó: N – số trạng thái có Sk< Pmax Lưu đồ thuật toán xác định kỳ vọng thiếu hụt điện năng

đối với hộ tiêu thụ trên LMLDC được giới thiệu trên Hình 2.

3. Ví dụ áp dụng Sơ đồ cấp điện được giới thiệu trên Hình 3. Thông số

về đô tin cậy của các phần tử cho trong Bảng 1. Biểu đồ phụ tải kéo dài năm của hộ tiêu thụ cho trên Hình 4.

Hình 3. Sơ đồ cấp điện

Hình 4. Biểu đồ phụ tải kéo dài năm của hộ tiêu thụ

Các thông số đặc trưng của biểu đồ phụ tải kéo dài hình 4: Pmax = 30MW; Pmin = 18MW;

Ptb = 22MW; TCĐ = 1825h; TBT = 4745h; TTĐ = 2190h; tgα1 = 0,00372; tgα2 = 0,000379; tgα3 = 0,00155.

Sơ đồ đẳng trị để tính toán độ tin cậy được giới thiệu trên Hình 5 với các phần tử đẳng trị: (I) – mạch máy biến áp T1; (II) – mạch máy biến áp T2 và (III) – mạch đường dây.

Áp dụng các công thức biến đổi đẳng trị về độ tin cậy cho hệ thống nối tiếp [2].

Hình 5. Sơ đồ đẳng trị để tính toán độ tin cậy

Bảng 1. Thông số độ tin cậy các phần tử của sơ đồ cấp điện

Phần tử ω

(Lần/năm) TS

(10-3 năm) q

(10-3) p

S (MW)*

Máy biến áp 0,01 45 0,45 0,99955 16+25

Máy cắt 110kV: MC110 0,25 1,5 0,37 0,99963 **

Máy cắt 22kV, mạch biến áp MC22T 0,1 1,2 0,12 0,99988 **

Máy cắt 22kV, mạch đường dây MC22D 0,2 1,2 0,24 0,99976 **

Đường dây D1, D2 hỏng 1 mạch 0,2 0,8 0,16 0,99984 21 ***

Đường dây D1, D2 hỏng 2 mạch 0,02 2,5 0,05 0,99995 0

* Năng lực tải của phần tử được tính bằng MW (cosϕ =1); ** Năng lực tải của nhóm máy cắt (bao gồm cả dao cách ly) được chọn theo năng lực tải của phần tử chính; *** Năng lực tải của đường dây chọn theo mật độ dòng điện phát nóng cho phép của dây dẫn.

dt

mP = Pii=1

∏ (16)

dt ii mS = min S

∈ (17)

Tính được: pI = pII = 0,99906; qI = qII =0,94.10-3; SI =16MW; SII

=25MW; pIII =0,99936;

qIII = 0,64.10-3; SIII = 21MW Xác suất trạng thái của hệ thống Hình 5 được xác định

theo (1): (pI + qI)( pII + qII)( pIII + qIII)2 = 1 Khai triển biểu thức này và bỏ qua các trạng thái có số

phần tử hư hỏng k ≥ 2, ta có các trạng thái cần xem xét:

HT§

MC110

110kVT 1, 16MVA

T 2, 25MVA

MC22T MC22D MC22D

22kV

D1,AC-185

20km

D2,AC-185

20km

P = 30MWmax

0

TC§ TBT TT§

P = P = 30max

C D

P =23,2B

P =22tbP = 21,4C

P,MW

6570

α1

α2

α3

T , h

A

P = P =18D

B

1825 8760

41(0,99684)

25(0,93791.10 )-3

21(1,2767.10 )-3

10

2016(0,93791.10 )

0(0,0499.10 )

-3

-3

min

A

I (T1)

P

III (D)

II (T2) III (D)

HT§

10 Bounthene Chansamay, Lê Việt Tiến, Trần Đình Long

2 2 2I II III I II III I II III I II III IIIp p p +q p p +p q p +2p p p q ;

Trong biểu thức này các số hạng lần lượt biểu diễn các trạng thái:

(1) không hỏng bất kỳ phần tử nào với xác suất 2

1 I II IIIp =p p p = 0,99684 và khả năng tải

1 I II IIIS = min S +S ;2S =41MW;

(2) Hỏng phần tử I với: 2

2 I II IIIp =q p p = 0,93791.10-3 và 2 II IIIS = min S ;2S =25MW

(3) Hỏng phần tử III với:

-33 I II III IIIp =2p p p q =1,2767.10 và

3 I II IIIS = min S +S ;S =21MW

(4) Hỏng phần tử II với: 2 -3

4 I II IIIp =p q p =0,93791.10 và 4 I IIIS = min S ;2S =16MW

Ngoài ra, 2 mạch của đường dây kép III được lắp trên 1 cột nên vẫn có khả năng (5): hỏng đồng thời cả 2 mạch (đổ cột) với xác suất:

-35 I II 2IIIp =p p q =0,0499.10 và S5 = 0.

Dãy phân bố xác suất khả năng tải của sơ đồ Hình 5 cho trong Bảng 2.

Bảng 2. Dãy phân bố xác suất khả năng tải của sơ đồ cấp điện và kỳ vọng thiếu hụt điện năng

Trạng thái k Không hỏng

(1) Hỏng I

(2) Hỏng III

(3) Hỏng II

(4) Mất điện (2.III)

(5)

Khả năng tải Sk, (MW)

41 25 21 16 0

Xác suất pk 0,99684 0,93791x10-3 1,2767x10-3 0,93791x10-3 0,0499x10-3

Thiếu hụt điện năng δAk (MWh) 0 3,151 53,780 20,988 9,616

Áp đặt dãy phân bố xác suất khả năng tải ở Bảng 2 lên LMLDC của hộ tiêu thụ (Hinh 4), theo các biểu thức (7), (9), (11), (13), (14) tính được lượng thiếu hụt điện năng δAk tương ứng (Bảng 2).

Tổng điện năng thiếu hụt đối với hộ tiêu thụ trong 1 năm theo (15):

δAk = ΣδAk = 3,151+53,780+20,988+9,616 = 87,535MWh

4. Kết luận LOEE đối với hộ tiêu thụ là chỉ tiêu quan trọng để tính

toán, lựa chọn giải pháp hợp lý nhằm tăng cường độ tin cậy cung cấp điện cho nút phụ tải.

Bài báo đã giới thiệu phương pháp xác định LOEE dựa trên cơ sở xem xét kết hợp LMLDC của hộ tiêu thụ với dãy phân bố xác suất khả năng tải của sơ đồ cấp điện.

Việc sử dụng LMLDC cho phép đơn giản hóa và giảm đáng kể khối lượng tính toán khi xác định LOEE cho nút phụ tải.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Bounthene Chansamay, Lê Việt Tiến, Trần Đình Long, “Phương

pháp xây dựng biểu đồ phụ tải kéo dài tuyến tính hóa để nghiên cứu các thông số vân hành của HTĐ”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Năng lượng Trường Đại học Điện lực, số 11, 11-2016, Hà Nội.

[2] Trần Đình Long, Nguyễn Sỹ Chương, Lê Văn Doanh, Bách Quốc Khánh, Hoàng Hữu Thận, Phùng Anh Tuấn, Đinh Thành Việt, Sách tra cứu về chất lượng điện năng, NXB Bách khoa Hà Nội, 2013.

[3] Trần Đình Long, Lý thuyết hệ thống, NXB Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 1999.

[4] Nguyễn Duy Khiêm, Trần Đình Long, “Ảnh hưởng của nhà máy điện gió đến độ tin cậy lưới điện phân phối địa phương”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ các trường Đại học Kỹ thuật, số 103, tr. 12 - 16, Hà Nội; 2014.

[5] Roy Billinton & Ronald N. Allan, Reliability Evaluation of Power System, New York, 1996.

[6] Dugan R.C., Mc Grannaghan M.F., Santoso S. and Beaty H.W., Electrical Power Systems Quality. Second Edition, Mc Graw – Hill, New York, 2004.



NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG CÔNG NGHỆ PLASMA LẠNH TRONG XỬ LÝ NƯỚC A STUDY OF COLD PLASMA FOR WATER TREATMENT

Nguyễn Văn Dũng, Mai Phước Vinh, Nguyễn Thị Loan, Phạm Văn Toàn Trường Đại học Cần Thơ; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo trình bày các kết quả nghiên cứu về plasmalạnh để xử lý nước. Plasma lạnh được tạo ra từ phương phápphóng điện màn chắn với điện áp 15 kV và tần số 30 kHz. Côngsuất tổng của hệ thống đo được là 220 W. Lưu lượng nước và lưulượng khí qua mỗi buồng plasma lần lượt là 0,7 lít/phút và 12lít/phút. Kết quả thí nghiệm cho thấy plasma lạnh diệt gần nhưhoàn toàn Coliforms và E. coli chỉ cần nước được luân chuyển quabuồng plasma 1 hoặc 2 lần. Ngoài ra, plasma lạnh còn cho thấykhả năng phân rã hoạt chất Fenobucarb trong nước thải thuốc bảovệ thực vật thông qua sự sụt giảm chỉ tiêu COD và dư lượng hoạtchất Fenobucarb. Tuy nhiên phương pháp tạo ra plasma lạnh bằngphóng điện màn chắn cũng gây ra các tác động phụ đến nước saukhi xử lý như tăng độ dẫn điện, giảm độ pH và đặc biệt là gia tăngrất mạnh nồng độ NO2

- và NO3-.

Abstract - This paper presents the results of using cold plasma for water treatment. Cold plasma is generated with the method of dielectric barrier discharges with voltage of 15 KV and frequency of 30 kHz. Total power of water treatment system is about 220 W. Water flow and air flow are 0,7 liter/minute and 12 liter/minute respectively. Experimental results show that cold plasma destroys or inactivates nearly all Coliforms and E.coli with only 1 or 2 times circulation through a plasma chamber of water. Besides, cold plasma can decompose Fenobucarb compound in pesticide-containing wastewater. However, the method of dielectric barrier discharges also create side-effects on water treatment such as an increase in electric conductivity, a reduce in pH and especially a very strong increase in concentration of NO2

- and NO3-.

Từ khóa - plasma lạnh; điện áp cao; tần số cao; xử lý nước;coliforms; E. coli; Fenobucarb

Key words - cold plasma; high voltage; high frequency; water treatment; coliforms; E. coli; Fenobucarb


Trong những năm gần đây, nghiên cứu plasma lạnh để xử lý nước là chủ đề thu hút sự quan tâm của nhiều nhà khoa học trên thế giới [1-6]. Công nghệ plasma lạnh kết hợp tác động của tia cực tím (UV) và các thành phần oxy hóa mạnh nên hiệu quả diệt khuẩn cao. Plasma lạnh có hiệu quả cao trong việc xử lý E. coli. Sau thời gian xử lý khoảng 90 s, toàn bộ E. coli trong nước có nồng độ 3×105 cfu/ml bị bất hoạt [8]. Kết quả tương tự cũng được trình bày tại [3, 7-9].

Plasma lạnh có khả năng phân rã các hợp chất hữu cơ được biểu hiện thông qua việc hàm lượng COD và BOD5 đo được giảm rất mạnh cũng như sự đổi màu của nước sau khi xử lý [2, 3, 9]. Ngoài ra, plasma lạnh có thể phân rã dư lượng thuốc kháng sinh sulfadiazine (SDZ) được sử dụng trong chăn nuôi gia súc với hàm lượng 10 mg/L trong vòng 30 phút [4] và phân hủy các chất ô nhiễm có nguồn gốc từ thuốc nhuộm cũng như các hợp chất có chứa clo và nhân benzen [5, 6].

Tại Việt Nam, nghiên cứu về ứng dụng của plasma lạnh chỉ mới bắt đầu trong những năm gần đây với số lượng công trình nghiên cứu rất hạn chế [10-13]. Các ứng dụng của plasma lạnh được nghiên cứu bao gồm: xử lý bề mặt, xử lý khí thải, xử lý dụng cụ y tế, khử trùng hoa quả và xử lý nước. Đối với lĩnh vực xử lý nước, plasma lạnh đã được nghiên cứu để xử lý nước thải y tế và nước uống đóng chai với qui mô nhỏ khoảng vài m3/ngày tại Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật Thủ Đức [10, 11]. Đối với hệ thống xử lý nước thải y tế, kết quả khảo sát chỉ ra rằng, hiệu suất xử lý BOD5 là 54%, COD là 51%, nitrat là 50%, phosphat là 60%, coliforms là 99,9% với điện áp 30 kV, dòng điện 4 A và lưu lượng là 500 ml/phút [10]. Đối với hệ thống nước đóng chai, plasma lạnh tiêu diệt hoàn toàn vi khuẩn với lưu lượng nước 0,7 lít/phút/module, điện áp 20 kV và dòng điện 2 A [11].

Mặc dù công nghệ xử lý nước thải y tế và nước uống bằng plasma lạnh trong điều kiện Việt Nam được nghiên cứu rất kỹ trong [10,11], công nghệ này vẫn chưa được nghiên cứu để xử lý một số loại nước khác như nước sông, nước ngầm, nước thải sinh hoạt và nước thải thuốc bảo vệ thực vật. Ngoài ra tác động phụ của plasma lạnh đến nước sau khi xử lý vẫn chưa được nghiên cứu kỹ. Do đó, nghiên cứu khả năng diệt khuẩn của plasma lạnh trong các môi trường nước khác nhau, khả năng phân rã các hợp chất hóa học trong nước thải và tác động phụ của plasma lạnh đến nước sau khi xử lý là rất cần thiết.

2. Bố trí thí nghiệm và trình tự thí nghiệm 2.1. Mô hình thí nghiệm hệ thống xử lý nước bằng plasma lạnh

Sơ đồ hệ thống xử lý được mô tả ở Hình 1. Hệ thống bao gồm 02 cột xử lý, mỗi cột chứa 2 buồng plasma mắc nối tiếp. Mỗi buồng plasma được nối với một bộ nguồn riêng. Không khí được bơm trực tiếp vào buồng plasma từ phía trên. Nước được đưa vào từ bên dưới của buồng plasma thông qua lỗ xuyên tâm của điện cực trong. Hệ thống hoạt động như sau. Nước sẽ theo đường ống từ thùng chứa trên đồng thời đi vào 2 cột xử lý với lưu lượng 0,7 lít/phút/cột xử lý. Khi luân chuyển qua buồng plasma, dưới tác động tổng hợp của UV và các thành phần oxy hóa mạnh trong môi trường nước như O3, O, H2O2 và gốc tự do •OH, vi khuẩn sẽ bị tiêu diệt và các chất hóa học hữu cơ sẽ bị phân rã. Sau khi qua buồng plasma, nước sẽ theo đường ống trở về thùng chứa dưới. Từ đây, nước được đưa trở lại buồng chứa trên nhờ một bơm nước. Trong quá trình hoạt động, nước cần xử lý sẽ được luân chuyển tuần hoàn giữa các thùng chứa và buồng plasma đến khi đạt được độ “sạch” cần thiết theo tiêu chuẩn và được xả ra ngoài. Sau đó một mẻ nước mới cần xử lý sẽ được bơm vào thùng chứa và một chu kỳ xử lý mới sẽ được lặp lại.

12 Nguyễn Văn Dũng, Mai Phước Vinh, Nguyễn Thị Loan, Phạm Văn Toàn

Hình 1. Mô hình bố trí thí nghiệm 2.2. Mẫu nước thí nghiệm

Thí nghiệm sử dụng bốn loại mẫu nước khác nhau. Nước sông lấy tại cầu Bình Thủy, phường Long Hòa, thành phố Cần Thơ (TPCT). Nước ngầm lấy từ cây nước bị nhiễm phèn của 01 hộ dân tại lộ vòng cung, An Bình, TPCT. Nước thải sinh hoạt được lấy từ hầm chứa nước thải của Khoa Môi trường và Tài nguyên thiên nhiên, Trường Đại học Cần Thơ. Nước thải thuốc bảo vệ thực vật được lấy tại Công ty Cổ phần Thuốc sát trùng Cần Thơ. Thể tích nước cần cho 1 lần thí nghiệm là 20 lít. Số lần lặp lại của thí nghiệm là 03. Nước được đo các chỉ tiêu đầu vào và các chỉ tiêu sau khi được xử lý. Sau mỗi thời gian xử lý là 1h đối với nước sông và nước ngầm, 2h đối với nước thải thuốc bảo vệ thực vật và 3h đối với nước thải sinh hoạt, khoảng 2 lít nước được lấy ra từ hệ thống để đo các chỉ tiêu chất lượng nước. 2.3. Bộ nguồn cao áp tần số cao

Tất cả các thí nghiệm đều được thực hiện trên các bộ nguồn xung cao áp có điện áp đầu ra là 15,6 kV và tần số là 30 kHz. Tổng công suất của thiết bị là 220W (trong đó các bộ nguồn cao áp chiếm 83%; máy bơm nước chiếm 9% và máy bơm không khí chiếm 8%). 2.4. Phương pháp và thiết bị đo các chỉ tiêu

Bảng 1. Phương pháp và thiết bị phân tích các chỉ tiêu

TT Thông số Đơn vị Phương pháp, thiết bị 1 Ozone mg/L Máy đo Ozone, Hanna 2 pH - Máy đo pH, Hanna

3 Độ dẫn điện (EC) μS

Máy đo độ dẫn điện Conductivity Meter 4320

4 Nitric (NO2-) mg/L Phương pháp DIAZO

5 Nitrat (NO3-) mg/L Phương pháp SALICYLATE SODIUM.

6 BOD5 mg/L Winkler

7 COD mg/L Phương pháp Dicromate hoàn lưu

8 Tổng Coliform

MPN/100ml

MPN

9 E.coli MPN/100ml

MPN

Các chỉ tiêu chất lượng nước ở đầu vào và đầu ra của mỗi thí nghiệm được phân tích bằng những phương pháp và thiết bị được trình bày trong Bảng 1. Các quy trình phân tích tuân theo tiêu chuẩn “Standard Method for the Examination of Water and Wastewater (APHA, 1995)” bằng các thiết bị tại phòng thí nghiệm thuộc Bộ môn Kỹ thuật Môi trường, Khoa Môi trường và Tài nguyên thiên nhiên, Trường Đại học Cần Thơ.

3. Kết quả nghiên cứu 3.1. Ảnh hưởng của plasma lạnh đến nồng độ ozone trong nước

Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến đến nồng độ ozone (CO3) trong nước với các lưu lượng nước khác nhau được cho ở Hình 2. Với lưu lượng không khí thổi qua buồng plasma là 12 lít/phút, thời gian xử lý tăng sẽ tăng hàm lượng O3 hòa tan vào trong nước. CO3 có xu hướng bão hòa sau thời gian xử lý 1-1,5 giờ. Điều này có thể do hàm lượng O3 sinh ra trong môi trường không khí trong khe hở điện cực của buồng plasma cũng đạt đến giá trị bão hòa. Kết quả tương tự ghi nhận được khi thay đổi lưu lượng khí nhưng giữ nguyên lưu lượng nước là 0,7 lít/phút như hình 3. Rõ ràng lưu lượng nước và không khí qua buồng plasma ảnh hưởng rất mạnh đến CO3.

Hình 2. Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến CO3 với các

lưu lượng nước khác nhau (lưu lượng không khí qua buồng plasma:12 lít/phút)

Hình 3. Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến CO3 với các lưu

lượng không khí khác nhau (lưu lượng nước: 0,7 lít/phút)

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3

Nồn

g độ

Ozo

ne (m

g/L)

Thời gian xử lý (h)

Nước sông

0,4 lít/phút

0,7 lít/phút

1 lít/phút

1,7 lít/phút

0

0,2

0,4

0,6

0,8

1

0 0,5 1 1,5 2 2,5

Nồn

g độ

Ozo

ne (m

g/L)


Nước sông

0 lít/phút12 lít/phút18 lít/phút


Từ Hình 2 và 3, ta có thể thấy nồng độ ozone trong nước đạt giá trị cao nhất (≈ 0,9 mg/lít) ứng với lưu lượng nước qua buồng plasma là 0,7 lít/phút và lưu lượng không khí là 12 lít/phút. Do đó lưu lượng nước và không khí tối ưu qua buồng plasma được xác định lần lượt là 0,7 lít/phút và 12 lít/phút. Đây là hai giá trị được chọn để vận hành mô hình thí nghiệm hệ thống xử lý nước ở Hình 1. 3.2. Ảnh hưởng của plasma lạnh đến độ pH

Hình 4 thể hiện sự phụ thuộc của độ pH của nước vào thời gian xử lý bằng plasma lạnh. Đối với nước sông và nước ngầm, khi thời gian xử lý ngắn (1-3 h) độ pH của nước hầu như không thay đổi (≈ 8). Trong khi đó độ pH của nước thải sinh hoạt giảm khoảng 5% (từ 7,4 giảm còn 7,1). Khi thời gian xử lý tăng thì độ pH của nước thải sinh hoạt sau khi xử lý giảm mạnh và chuyển từ môi trường có tính kiềm sang môi trường axít. Độ pH giảm khoảng 30% (từ 7,4 giảm còn 5,2) ứng với thời gian xử lý là 12 h. Đối với nước thải thuốc bảo vệ thực vật, độ pH giảm khoảng 43% tương ứng với thời gian xử lý là 6 h. Nguyên nhân của sự sụt giảm nồng độ pH có thể giải thích là do sự tương tác giữa plasma với nước sẽ làm tăng nồng độ H+, axít Nitric, axít Nitrous, H2O2 và O2

- [4, 7].

Hình 4. Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến độ Ph

3.3. Ảnh hưởng của plasma lạnh đến độ dẫn điện

Hình 5. Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến độ dẫn điện

Plasma lạnh làm tăng độ dẫn điện (EC) của nước sau khi xử lý (Hình 5). EC của bốn loại mẫu nước đều có xu hướng tăng tuyến tính khi thời gian xử lý tăng. EC của nước

thải thuốc bảo vệ thực vật có xu hướng tăng nhanh hơn so với ba loại nước còn lại. Điều này có thể được giải thích bằng sự tăng mạnh nồng độ các ion trong nước sau khi xử lý, chẳng hạn như H+, H3O+, NO3

-, NO2- [4].

3.4. Ảnh hưởng của plasma lạnh đến nồng độ NOX- Nồng độ NO2

- và NO3- trong nước sau khi xử lý tăng

rất mạnh như thể hiện ở Hình 6 và Bảng 2. Điều đó cho thấy phương pháp tạo plasma lạnh bằng phóng điện màn chắn sẽ làm gia tăng mạnh nồng độ axít nitric và axít nitrous trong nước sau khi xử lý. Đối với nước ngầm sau 3 h xử lý nồng độ NO2

- và NO3- tăng gấp 2÷3 lần. Đối với,

nước thải sinh hoạt sau 12 h xử lý nồng độ NO2- và NO3

- tăng gấp nhiều lần. Nguồn gốc xuất hiện các axít nitric và axít nitrous trong nước sau xử lý là do quá trình phóng điện tia lửa trong khe hở không khí ẩm giữa các điện cực sẽ hình thành các oxít nitơ NOx (NO, NO2). Khi NOx kết hợp với nước/hơi nước sẽ tạo thành axít nitric và nitrous.

Hình 6. Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến nồng độ NOx- trong

nước thải BVTV

Bảng 2. Nồng độ NOx- trong nước ngầm và nước thải sinh hoạt

Mẫu nước Thời gian lưu mẫu

NO2- (mg/L)

NO3- (mg/L)

Nước ngầm

Đầu vào 0,28 0,14 Sau 3h xử lý 0,45 0,41

Nước thải sinh hoạt

Đầu vào 0,06 0,18 Sau 12h xử lý 11,2 25,6

3.5. Khả năng diệt Coliforms và E.coli của plasma lạnh Kết quả thí nghiệm cho thấy plasma lạnh diệt Coliforms

hiệu quả như trình bày ở Hình 7. Đối với nước sông và nước ngầm, sau khoảng 0,5 - 1h xử lý (tương ứng nước được luân chuyển qua buồng plasma từ 1 đến 2 lần) là khoảng 98% Coliforms hiện diện trong nước bị tiêu diệt. Với thời gian xử lý khoảng 2h (tương ứng với nước được luân chuyển qua buồng plasma từ 2 đến 4 lần), khoảng 99,9% Coliforms trong nước bị tiêu diệt. Đối với nước thải sinh hoạt, do nồng độ Coliforms lớn gấp nhiều lần so với nước sông và nước ngầm nên thời gian xử lý cũng như số lần nước được luân chuyển qua buồng plasma cũng tăng lên tương ứng.

Khả năng diệt E.coli của plasma lạnh được trình bày ở Hình 8. Chỉ sau 1h xử lý (tương ứng 2 lần nước được luân chuyển qua buồng plasma), hầu như toàn bộ E.coli bị tiêu

0

2

4

6

8

10

0 2 4 6 8

pH


Nước thải SHNước sôngNước ngầmNước thải BVTV

0

200

400

600

800

1000

1200

1400

0 2 4 6 8

EC (u

S)


Nước thải SHNước sôngNước ngầmNước thải BVTV

0

5

10

15

20

25

30

0 2 4 6 8

Nồn

g độ

NO

x- (mg/

L)


Nước thải BVTVNO2-NO3-

14 Nguyễn Văn Dũng, Mai Phước Vinh, Nguyễn Thị Loan, Phạm Văn Toàn

diệt. Do thiếu số liệu tại thời điểm sau 0,5 h xử lý nên không thể so sánh được hiệu quả xử lý E.coli giữa nước sông và nước ngầm.

Hình 7. Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến tổng Coliforms

3.6. Khả năng phân rã hoạt chất Fenobucarb trong nước thải thuốc bảo vệ thực vật của plasma lạnh

Fenobucarb là hoạt chất thuộc nhóm carbamate và được xếp vào nhóm độc II (nhóm độc trung bình theo phân loại của WHO). Tên hóa học là 2-sec-butyphenyl N-methycarbamate (C12H17NO2).

Plasma lạnh có khả năng phân rã hoạt chất Fenobucarb thông qua sự sụt giảm chỉ tiêu COD (Hình 9) và giảm dư lượng hoạt chất (Hình 10). Thời gian xử lý tăng sẽ làm giảm chỉ tiêu COD. Sau 6 h xử lý, tuy chỉ tiêu COD chỉ giảm 7% nhưng dư lượng Fenobucarb đã giảm khoảng 60%. Ngoài ra, bằng đánh giá cảm quan, sau 6 h xử lý, màu sắc của nước thải chuyển từ đậm sang nhạt, đồng thời mùi hôi hóa chất cũng giảm rõ rệt. Cùng với sự giảm chỉ tiêu COD và dư lượng Fenobucarb, nồng độ ozone đo được tăng theo thời gian xử lý và đạt khoảng 0,5 mg/L sau 6 h xử lý. So với kết quả được trình bày ở Hình 2 và 3, rõ ràng hiệu quả hòa tan ozone trong nước bị giảm mạnh hay do sự hiện diện của các chất ô nhiễm trong nước thải bảo vệ thực vật đã tức thời phân rã ozone ngay khi hòa tan. Điều này làm sụt giảm mạnh hàm lượng ozone hiện diện trong nước cũng như có lẽ giảm hàm lượng gốc •OH sinh ra. Do đó hiệu quả tác động đến chỉ tiêu COD không cao.

Hình 8. Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến tổng E.coli

Hình 9. Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến chỉ tiêu COD của

nước thải thuốc bảo vệ thực vật

4. Bàn luận 4.1. Hiệu quả xử lý nước bằng plasma lạnh

Công nghệ tạo plasma lạnh từ hiện tượng phóng điện màn chắn tại nghiên cứu này chứng tỏ có hiệu quả rất cao trong việc tiêu diệt coliforms và E.coli trong nước như trình bày ở Hình 7 và 8. Kết quả này phù hợp với các nghiên cứu trước đây trên thế giới [3, 7-9] và tại Việt Nam [10, 11]. Nguyên lý diệt khuẩn bằng plasma lạnh là tổng hợp của nguyên lý diệt khuẩn bằng UV, nguyên lý diệt khuẩn bằng chất oxy hóa bậc cao như (O, O3, •OH…) và có thể là nguyên lý diệt khuẩn bằng điện trường cao. Đặc biệt một số loại vi khuẩn chỉ có thể bị tiêu diệt hoặc bất hoạt khi chịu tác động đồng thời của UV và các chất oxy hóa bậc cao [14]. Quá trình tác động của plasma lạnh đến nước trong hệ thống thí nghiệm đã được trình bày tại [13]. Kết quả của quá trình này là hình thành nên O3 và UV trong khe không khí và các chất oxy hóa bậc cao như (O, O3, •OH…) trong nước [13]. Nhờ vào tác động tổng hợp của UV và các thành phần ôxy hóa mạnh này mà hiệu quả diệt khuẩn của plasma lạnh cao hơn so với các phương pháp khác. Ngoài ra, nhờ vào sự xuất hiện của gốc tự do •OH mà plasma lạnh còn có khả năng phân rã các hợp chất hóa học hữu cơ một cách hiệu quả.

Hình 10. Ảnh hưởng của thời gian xử lý đến nồng độ

Fenobucarb trong nước thải thuốc bảo vệ thực vật

1

10

100

1000

10000

100000

0 2 4 6 8 10

Tổng

Col

iform

(MPN

/100

mL)


Nước sông

Nước ngầm

Nước thải SH

0

5

10

15

0 0,5 1 1,5 2

Tổng

E.c

oli (

MPN

/100

mL)


Nước sông

Nước ngầm

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0

200

400

600

800

1000

0 2 4 6 8

Ozo

ne (m

g/L)

CO

D (m

g/L)


Nước thải BVTV

CODOzone

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0 2 4 6 8

Ozo

ne (m

g/L)

Dư

lượn

gFe

nobu

carb

(mg/

L)


Nước thải BVTV

FenobucarbOzone


Hiệu quả phân rã hợp chất hóa học của plasma lạnh trong nghiên cứu này được trình bày ở Hình 9 và 10. Rõ ràng, plasma lạnh là công nghệ rất có tiềm năng dùng để phân rã hợp chất hóa học trong nước. Tuy nhiên hiệu quả xử lý hợp chất hóa học của nghiên cứu này không thể so sánh với các nghiên cứu trước đây [2, 4, 5] vì sử dụng các mẫu nước có chứa các loại hợp chất hóa học khác nhau với nồng độ khác nhau. Nguyên lý phân rã thuốc kháng sinh sulfadiazine bằng plasma lạnh đã được đề cập trong [4]. Tuy nhiên, do không xác định được sự hiện diện của các chất hình thành sau khi phân rã hoạt chất Fenobucarb, nên nguyên lý chung khi phân rã hợp chất hóa học này được đề nghị như sau. Sự tương tác của plasma và nước sẽ hình thành gốc tự do hydroxyl (•OH). Do gốc tự do •OH có thế oxi hóa cao nhất trong số các tác nhân oxi hóa nên có lẽ •OH sẽ tấn công vào các liên kết có năng lượng thấp trong phân tử Fenobucarb bằng cách lấy đi điện tử từ liên kết. Kết quả là •OH sẽ phá vỡ các liên kết này và hình thành nên các chất hóa học mới không độc hoặc có độ độc giảm so với chất ban đầu. Điều đó có nghĩa là plasma lạnh đã phân rã hợp chất hữu cơ độc hại trong thuốc bảo vệ thực vật.

4.2. Tác động phụ của plasma lạnh đến nước sau khi xử lý

Mặc dù có hiệu quả cao trong việc diệt khuẩn và phân rã hợp chất hóa học trong nước như trình bày ở phần trên, công nghệ xử lý nước bằng plasma lạnh vẫn gây ra tác động không mong muốn đối với nước sau khi xử lý, đó là làm giảm độ pH (Hình 4), tăng độ dẫn điện EC (Hình 5) và gia tăng rất mạnh nồng độ NOx

- khi thời gian xử lý đủ dài. Kết quả tương tự thu nhận được trong các nghiên cứu [1, 4, 8]. Đây chính là nhược điểm cố hữu của công nghệ plasma lạnh được tạo ra từ hiện tượng phóng điện màn chắn. Nguyên nhân gây ra sự thay đổi mạnh của các chỉ tiêu này (pH, EC và NOx

-) đã được giải thích chi tiết trong mục 3.2, 3.3 và 3.4 của bài báo này. Các nghiên cứu kế tiếp cần tìm ra phương pháp hạn chế sự gia tăng các chỉ tiêu này.

5. Kết luận Mô hình hệ thống xử lý nước bằng công nghệ plasma

lạnh có hiệu quả cao trong việc tiêu diệt coliforms và E.Coli. Hơn nữa, mô hình hệ thống này còn có khả năng phân rã hoạt chất Fenobucarb trong nước thải thuốc bảo vệ thực vật. Tuy nhiên hiệu quả phân rã các chất hóa học hữu cơ này chưa cao. Ngoài ra quá trình xử lý nước bằng plasma lạnh còn gây ra tác động phụ đối với nước sau xử lý như giảm mạnh độ pH, tăng mạnh độ dẫn điện và đặc

biệt là tăng rất mạnh nồng độ NOx- (NO2

- và NO3-). Do đó

mô hình sẽ tiếp tục được nghiên cứu để có thể tăng hiệu quả xử lý đồng thời giảm tác động phụ và có thể ứng dụng vào thực tế.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] V.I. Grinevich, E.Y. Kvitkova, N.A. Plastinia and V.V. Rybkin,

“Application of dielectric barrier discharge for waste water purification”, Plasma Chemistry and Plasma Process, vol. 31, 2011, pp. 573-583.

[2] M.M. Kuraica et al., “Application of coaxial dielectric barrier discharge for potable and waste water treatment”, Journal of Industrial and Engineering Chemical Research, vol. 45, 2006, pp. 882-905.

[3] W.S.A. Majeed et al, “Application of cascade dielectric barrier discharge plasma atomizers for waste water treatment”, Proceeding of the 6th International Conference on Environmental Science and Technology. American science press., 2012.

[4] S.P. Rong, Y.B. Sun and Z.H. Zhao, “Degradation of sulfadiazine antibiotics by water falling film dielectric barrier discharge”, Chinese Chemical Letter, vol. 25, 2014, pp. 187-192.

[5] M. Tichonovas et al., “Degradation of various textile dyes as wastewater pollutants under dielectric barrier discharge plasma treatment”. Chemical Engineering Journal, vol. 229, 2013, pp. 9-19.

[6] M.H. Valsero et al., “Removal of priority pollutants from water by means of dielectric barrier discharge atmospheric plasma”, Journal of Hazardous Materials, vol. 262, 2013, pp. 664-673.

[7] N. Shainsky et al., “Plasma acid: Water treated by dielectric barrier discharge”, Plasma processes and Polymers, vol. 9, 2012, pp. 1-6.

[8] V.E.Q. Velázquez et al., “Pulsed power supply and coaxial reactor applied to E. coli elimination in water by PDBD”, Revista internacional de contaminación ambiental, vol. 29, 2013, pp. 25-31.

[9] V.S. Taran, V.V. Krasnyj, A.S. Lozina and O.M. Shvets, “Investigation of pulsed barrier discharge in water-air gap”. Journal of Atomic Science and Technology (ВАНТ), vol. 83, 2013, pp. 249-251.

[10] Trần Ngọc Đảm và Nguyễn Đức Long, “Thiết kế và chế tạo hệ thống xử lý nước thải y tế công suất 5 m3/ngày bằng công nghệ Plasma”, Tạp chí Khoa học Giáo dục Kỹ thuật, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP. HCM, vol. 25, 2013, pp. 78-83.

[11] Trần Ngọc Đảm và Lê Mạnh Hùng, “Thiết kế và chế tạo hệ thống xử lý nước uống đóng chai công suất 07 m3/ngày bằng công nghệ lọc trao đổi ion và Plasma”, Tạp chí Khoa học Giáo dục Kỹ thuật, Trường Đại học Sư phạm Kỹ thuật TP. HCM, vol. 33, 2015.

[12] Nguyễn Văn Dũng và Nguyễn Hồng Nhanh, “Nghiên cứu về đặc tính phóng điện của buồng plasma lạnh”, Tạp chí Khoa học, Trường Đại học Cần Thơ, vol. 35, 2014, pp. 9-16.

[13] Nguyễn Văn Dũng, “Nghiên cứu ứng dụng công nghệ plasma lạnh trong xử lý nước: tổng hợp tài liệu”. Tạp chí Khoa học, Trường Đại học Cần Thơ” vol. 36, 2015, pp. 106-111.

[14] M.J. Sharrer and S.T. Summerfelt, “Ozonation followed by ultraviolet irradiation provides effective bacteria inactivation in a freshwater recirculating system”, Aquacultural Engineering. vol.37, 2007, pp. 180-191.


16 Nguyễn Văn Dũng, Trương Thị Bích Thanh, Bùi Văn Trình

ỔN ĐỊNH TỐC ĐỘ TURBINE BẰNG THUẬT ĐIỀU KHIỂN BỀN VỮNG STABILISING SPEED FOR HYDRO TURBINES BY TECHNICAL ROBUST H

CONTROLLERS

Nguyễn Văn Dũng1, Trương Thị Bích Thanh2, Bùi Văn Trình3 1Công ty Thủy điện Buôn Kuốp; [email protected]

2Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected] 3Sinh viên Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng

Tóm tắt - Ổn định tốc độ turbine thủy điện là nhiệm vụ quan trọngcủa hệ thống điều tốc nhà máy thủy điện. Thực tế, hầu hết các hệthống điều tốc của thủy điện đều dùng bộ điều khiển PID. Tuynhiên, với nhà máy thủy điện có hồ điều tiết ngày, như hồ chứathủy điện Srêpốk 3 mực nước hồ thay đổi trong ngày sẽ làm ảnhhưởng thời gian đáp ứng, độ quá điều chỉnh tốc độ trong quá trìnhkhởi động. Điều này gây khó khăn cho việc chỉnh định PID, dothông số KP, KI, KD của bộ điều khiển PID cài giá trị cố định trongquá trình khởi động. Do vậy, giải pháp điều khiển bền vững đểthích nghi với sự biến thiên cột nước là cần thiết trong điều tốcturbine thủy lực. Nội dung bài báo gồm 3 phần: xây dựng mô hìnhhệ thống điều tốc của nhà máy thủy điện; xác định tham số bộ điềukhiển PID theo phương pháp Ziegler – Nichols cho turbine thủyđiện; thiết kế bộ điều khiển bền vững và đánh giá kết quả môphỏng với bộ điều khiển PID.

Abstract - Stabilising speed for hydro turbines is an important task of a governor system. Nowadays, PID controllers have been used commonly in hydro power governor systems. However, with hydro power plants having daily regulation lake such as Serepok 3, the change of water level during the day will have an impact on time response and also on overshoot of adjusting speed in the starting process. Due to this impact, the regulation of PID controller is quite difficult, because values of parameters KP, KI, KD have been fixed in the starting process. Therefore, robust controller solutions are necessary for hydro power governor systems. This paper includes 3 issues: Modelling governor systems of hydro power plants; Determining PID controller parameters for hydro turbines by Ziegler – Nichols method; Designing Robust controller for hydro turbine governor systems and evaluating simulation results compared with PID controller.

Từ khóa - turbine thủy điện; thủy điện; hệ thống điều tốc; điềukhiển bền vững ; bộ điều khiển PID; điều khiển tốc độ choturbine thủy điện.

Key words - hydro turbine; hydro power; governor system; robust controller; PID controller; speed control for hydro turbine.


Hệ thống điều tốc trong nhà máy thủy điện có vai trò quan trọng trong việc ổn định tốc độ tổ máy ở các chế độ: chế độ khởi động; chế độ cố định công suất; chế độ cố định độ mở; chế độ điều tần. Ở bất kỳ chế độ nào, tốc độ tổ máy luôn phải duy trì ở giá trị định mức. Tuy nhiên, với phạm vị bài báo này tác giả chỉ nghiên cứu hệ thống điều tốc tham gia quá trình khởi động tổ máy khi mực nước hồ thay đổi với nhà máy thủy điện Srêpốk 3.

Hình 1. Sơ đồ mô hình nhà máy với đường ống áp lực đơn

không đàn hồi Hệ thống điều tốc của nhà máy thủy điện Srêpốk 3 đang

dùng bộ điều khiển PID, ở mỗi chế độ khác nhau thì các bộ tham số KP, KI, KD là khác nhau [2]. Bài báo này chỉ nghiên cứu quá trình khởi động của tổ máy thủy điện Srêpốk 3 có hồ điều tiết ngày với dải cột nước từ 51÷66,6 (m) [2], do mực nước hồ thay đổi trong ngày là lớn, trong khi giá trị cột nước được cài đặt ở quá trình khởi động được cố định là H = 56 (m) [2]. Chính vì điều này khi mực nước hồ thay

đổi sẽ làm cho đáp ứng tốc độ của tổ máy bị ảnh hưởng về thời gian xác lập cũng như độ quá điều chỉnh trong quá trình khởi động tổ máy.

Mô hình nhà máy thủy điện Srêpốk 3 đang xét đến trong bài báo là nhà máy thủy điện có đường ống áp lực đơn không đàn hồi, bỏ qua sức cản thủy lực thì công suất ngõ ra của turbine tỷ lệ với lưu lượng và cột nước như Hình 1.

2. Xây dựng mô hình các phần tử trong sơ đồ Với sơ đồ như ở Hình 2 có sơ đồ khối của hệ thống điều

tốc turbine thủy điện gồm: bộ điều khiển (C); hệ thống thủy lực (HS); turbine thủy lực (HT); tải máy phát (MD); ∆ nhiễu cột nước; ∆ nhiễu tải.

Hình 2. Sơ đồ khối hệ thống điều tốc turbine

Trong sơ đồ Hình 2, tốc độ ra (wr) phản hồi về và so sánh với tốc độ đặt (wref) để đưa tín hiệu sai lệch (e) vào bộ điều khiển (C). Đây là vòng điều khiển kín. 2.1. Hệ thống thủy lực (HS)

Hình 3. Sơ đồ hàm truyền khâu thủy lực


( )2 1

KaG sHST s s Ka a

=+ + +

(1)

Khâu thủy lực nhận tín hiệu điều khiển từ bộ điều khiển để thay đổi độ mở (G), và có hàm truyền đạt như biểu thức (1). Trong đó: Ka là hệ số thủy lực, Ta hằng số thời gian của servo. Theo [4] chọn Ka=3,33 (s), Ta=0,07(s).

2.2. Turbine thủy lực (HT) Theo [3], [6] mô hình turbine thủy lực được biểu diễn

thông qua hàm truyền đạt sau:

1 s( )

1 0,5m w

HTw

TPG sT sG

−Δ= =

+Δ(2)

Trong đó: Tw là hằng số thời gian của nước đi từ đầu đường ống đến cuối đường ống áp lực. Theo [2] tính được Tw=4,1425 (s).

2.3. Tải máy phát (MD) Mô hình tải máy phát được biểu diễn như Hình 4 (theo

[3], [6]).

Hình 4. Sơ đồ hàm truyền khâu tải máy phát

Hàm truyền đạt của mô hình tải máy phát được biểu diễn như sau:

1( )(2 )

rMD

mec load

wG sHs DP P

= =+−

(3)

Trong đó: H là hằng số quán tính; D là hệ số cản. Chọn D=1,5 và theo [2] H=4,8791 (kWs/kVA).

Từ việc xây dựng mô hình đối tượng điều khiển tiến hành tổng hợp mô hình, thông qua các biểu thức (1), (2), (3) ta có sơ đồ khối Hình 5.

Hình 5. Sơ đồ khối tổng hợp mô hình

Sơ đồ khối Hình 5 được rút gọn lại như sau:

Hình 6. Sơ đồ khối rút gọn của mô hình

Với hàm truyền G(s) là hàm truyền tổng hợp được tính từ các biểu thức (1), (2), (3). Khi đó ta có G(s) là:

( ) ( ). ( ). ( )HS HT MDG s G s G s G s= (4)

Từ các thông số tính được. Ta có hàm truyền tổng hợp của mô hình đối tượng:

4 3 29,76 2,356( )

14,92 71,07 40, 46 4,594

sG ss s s s

− +=

+ + + +(5)

3. Xác định thông số bộ điều khiển PID theo phươngpháp Ziegler-Nichols

Với mô hình hệ thống điều tốc như Hình 6, xét với cột nước (H) thay đổi từ 51÷66,6 (m) [2], giá trị cột nước được cài đặt ở quá trình khởi động là 56 (m) [2]. Giá trị tham số đang cài đặt tại nhà máy Srêpốk 3 như Bảng 1.

Bảng 1. Giá trị tham số PID và cột nước hiện tại được cài tại nhà máy Srêpốk 3 [2]

STT Tên biến Giá trị Đơn vị

1 PID_Nld_Kp 2,75 NA

2 PID_Nld_KI 0,25 1/s

3 PID_Nld_KD 0,15 s

4 RP_HeadSet 56 m

Các giá trị trên được dùng cho mô hình thực được cân chỉnh tại hiện trường. Trong phạm vì bài báo, chỉ xây dựng mô hình đối tượng tuyến tính gần đúng, nên không dùng bộ tham số PID trên, mà cần phải xác định tham số bộ điều khiển PID với mô hình đối tượng đang xây dựng bằng phương pháp Ziegler-Nichols.

Từ hàm truyền đối tượng như biểu thức (5), với phương pháp Ziegler-Nichols ta được kết quả như sau: Hệ số tới hạn: Kth≈3,85; Hệ số tỷ lệ: KP≈2,31; Hệ số tích phân: KI≈0,329; Hệ số vi phân: KD≈4,056.

Từ đó hàm truyền của bộ điều khiển PID:

1( ) 2,31 1 1,7567,025

G s sPID s⎛ ⎞

= + +⎜ ⎟⎝ ⎠

(6)

Hình 7. Đáp ứng tốc độ khi khởi động với PID (Ziegler-Nichols)

Với đáp ứng tốc độ như Hình 7, ta thấy độ quá điều chỉnh khá lớn (≈10%) và thời gian xác lập chậm (> 60s) ứng với giá trị H=56 (m). Bên cạnh phương pháp xác định tham số bộ điều khiển PID bằng phương pháp Ziegler-Nichols ta còn có thể dùng chức năng Tuning của phần mềm Matlab-Simulink để xác định tham số bộ điều khiển PID kết quả ta có như sau: Hệ số tỷ lệ: KP≈0,44; Hệ số tích phân: KI≈0,117; Hệ số vi phân: KD≈0.

Kết quả mô phỏng được thể hiện ở Hình 8.


Hình 8. Đáp ứng tốc độ khi khởi động với bộ PID

(dùng tuning) Từ kết quả ở Hình 8 đường đáp ứng được cải thiện về

thời gian xác lập và biên độ dao động. Tuy nhiên độ quá điều chỉnh (≈10%) và thời gian xác lập (≈70s) không được cải thiện nhiều.

Kết quả bộ điều khiển PID vẫn còn những hạn chế trên. Do đó trong phần tiếp theo, tác giả sẽ trình bày giải pháp bộ điều khiển bền vững H∞.

4. Thiết kế bộ điều khiển bền vững H∞ Để tiến hành thiết kế bộ điều khiển bền vững H∞ ta đề

ra tiêu chí của bộ điều khiển mới như sau: Sai số xác lập ԑ≤1%; Thời gian xác lập ≤ 60 (s); Độ quá điều chỉnh < 10%. 4.1. Xây dựng và tổng hợp mô hình đối tượng

Theo [1] bộ điều khiển bền vững H∞ được thiết kế sao cho đảm bảo tính ổn định và chất lượng điều khiển khi các thành phần không chắc chắn nằm trong một tập hợp cho trước. Trong đó có các thành phần không chắc chắn như sai số mô hình hóa, nhiễu loạn,...

Vẫn theo [1] tất cả các mô hình dùng trong thiết kế hệ thống điều khiển đều chứa đựng trong đó các yếu tố không chắc chắn không cấu trúc để bao hàm đặc tính động học, không mô hình hóa, đặc biệt là ở miền tần số cao.

Từ đó: Đối tượng đang xét để thiết kế bộ điều khiển bền vững H∞ chịu sự ảnh hưởng của cột nước H0. Tuy nhiên mô hình cột nước H0 không xây dựng được. Do đó, chọn mô hình đối tượng để xây dựng bộ điều khiển là mô hình không chắc chắn không cấu trúc. Ảnh hưởng của cột nước tác động đầu vào của turbine làm cho hiệu suất của turbine bị thay đổi khi H0 thay đổi. Ta chọn mô hình không chắc chắn không cấu trúc với nhiễu tác động là nhiễu cộng như Hình 9 (theo [1]).

Hình 9. Sơ đồ mô hình không chắc chắn không cấu trúc

nhiễu cộng

Trong đó: G là mô hình danh định; = ( ) là mô hình không chắc chắn; ∆ là thành phần không chắc chắn không cấu trúc thay đổi bất kỳ thỏa mãn‖∆‖ ≤ 1; Wm là hàm truyền ổn định; Wp là hàm trọng số chất lượng; w, w1, w2: tín hiệu vào; u, z1, z2: tín hiệu ra; K là bộ điều khiển biền vững H∞.

Từ việc xây dựng mô hình trên, ta có biểu đồ Bode của mô hình danh định và mô hình không chắc chắn khi thành phần nhiễu là cột nước H0 bị thay đổi như Hình 10.

Hình 10. Biểu đồ Bode của “Mô hình danh định” và “Mô hình

không chắc chắn” khi tham số H0 thay đổi 4.2. Xác định hàm trọng số WP(s) và Wm(s)

Việc xây dựng hàm trọng số WP(s) và Wm(s) có nhiều cách để xây dựng, tùy thuộc vào mô hình của đối tượng và trong một số trường hợp thực tế cần kết hợp với kinh nghiệm để chọn mô hình phù hợp. Thông thường WP(s) và Wm(s) có dạng sau [5]:

w( )

w

bp

pp

sM

W ss A

+

=+

(7)

w

( )w

b

mm

b

sM

W sAs

+=

+ (8)

Với: Wp(s) là hàm trọng số chất lượng; Wm(s) là hàm trọng số ổn định; Mp, Mm là biên độ hàm độ nhạy và bù nhạy; wb là dải băng thông; A là sai lệch tĩnh nhỏ nhất (thông thường A≠0, thường chọn A=10-4[7]). Theo [1] tần số cắt biên của hệ hở xấp xỉ băng thông của hệ kín, chọn wb ≈0,06 (rad/s). Biên độ hàm độ nhạy và bù nhạy cần thỏa mãn Mp≤2 và Mm≤1,5 (theo [5], [7]), ta chọn Mp= Mm=1,5.

Thay các giá trị trên vào các biểu thức (7), (8), khi đó ta có hàm truyền của Wp(s) và Wm(s) như sau:

0,66667( 0,09)( )0,01487p

sW ss

+≈

+ (9)

10000( 0,04)( )600m

sW ss

+≈

+ (10)

4.3. Xác định tham số gamma (γ) Tham số γ được xem là một giá trị mục tiêu của vòng

lặp, và giá trị γ được chọn nếu thỏa mãn được điều kiện ổn định bền vững ‖| | + | |‖ < 1.

Để tìm γ ta sử dụng cấu trúc lệnh [K,CL,GAM]=hinfsyn(P) trong Matlab-Simulink, với (P)


là hàm chuyển đổi của các hàm (G, Wp, Wm). Kết quả tìm được là:

γ=0,9906 (11)

4.4. Xác định bộ điều khiển Sau quá trình tìm γ thỏa mãn thì dựa vào cấu trúc lệnh

“hinfsyn” sẽ tìm ra hàm truyền bộ điều khiển dựa vào giá trị γ ở trên. Nếu gọi Kinf là hàm truyền của bộ điều khiển, khi đó hàm truyền bộ điều khiển bền vững H∞ tìm được như sau:

5 4 3 2

inf 6 5 4 3 20,02073 12,75 187,1 884,9

26,17 243,6 912,1 814,7503,4 57,15

514 0,003084

s s s sKs s s s s

ss

+ + +=

+ + + ++ ++ +

(12)

5. Kết quả mô phỏng Để kiểm tra kết quả mô phỏng, ta cần kiểm tra lại các

điều kiện trong việc thiết kế bộ điều khiển bền vững H∞ [1]. Đáp ứng tốc độ ngõ ra ở quá trình khởi động khi có với

bộ điều khiển bền vững H∞ (Hình 11). Với đáp ứng này, độ quá điều chỉnh là 0%, thời gian xác lập là ≈ 60 (s), sai số xác lập ԑ≈0%.

Hình 11. Đáp ứng tốc độ khi khởi động

Biểu đồ Bode của hàm độ nhạy (S) và hàm bù nhạy (T) như Hình 12.

Hình 12. Biều đồ hàm độ nhạy (S) bù nhạy (T)

Dựa vào kết quả của đáp ứng ngõ ra Hình 11 và biểu đồ Bode của hàm độ nhạy, hàm bù nhạy Hình 12 ta nhận xét:

• Đáp ứng ngõ ra thỏa mãn các tiêu chí kỹ thuật đề ra. • Hàm độ nhạy và hàm bù nhạy thỏa mãn điều

kiện < 1 (xem Hình 13) và‖ ‖ < 1 (xem Hình 14).

Hình 13. Hàm độ nhạy (S) thỏa điều kiện chất lượng danh định

Hình 14. Hàm bù nhạy (T) thỏa điều kiện ổn định danh định

Kiểm tra tính ổn định của hệ khi có bộ điều khiển bền vững H∞ mới ta dựa vào biểu đồ Bode.

Hình 15. Biểu đồ đánh giá chất lượng bền vững

bộ điều khiển H∞

Từ biểu đồ Bode Hình 15 ta có:

W W 0,139 1p mS T∞

+ = < (13)

Vậy bộ điều khiển bền vững H∞ thiết kế mới có hàm truyền là Kinf tìm được cho hệ thống vòng kín thỏa mãn điều kiện chất lượng bền vững.

Từ kết quả bộ điều khiển bền vững H∞ mới tìm được ta so sánh kết quả với bộ điều khiển PID dùng công cụ Tuning của Matlab-Simulink. Với thời gian mô phỏng 150 (s), giá trị tốc độ đặt 125 (vòng/phút). Kết quả mỗi trường hợp như sau:


• Trường hợp khởi động:

Hình 16. Đáp ứng tốc độ ở khi khởi động

• Trường hợp khi có nhiễu: Với trường hợp này ta xét sau khi khởi động cho tổ máy đóng tải tại 90 (s) với giá trị đóng tải là 5 (MW).

Hình 17. Đáp ứng tốc độ khi có nhiễu tải

Với tiêu chí đề ra của bộ điều khiển bền vững H∞ có hàm truyền là Kinf ta thấy bộ điểu khiển bền vững H∞ mới thỏa mãn và có chất lượng điều khiển tốt hơn bộ điều khiển PID ở quá trình khởi động. So với bộ điều khiển PID thì độ quá điều chỉnh gần như không có, thời gian xác lập là ≈ 60

(s). Với trường hợp có nhiễu tải thì tốc độ sau khi bị giảm tốc vẫn trở về giá trị đặt.

6. Kết luận Bài báo này trình bày phương pháp điều khiển mới cho

hệ thống điều tốc turbine thủy điện trong việc ổn định tốc độ bằng phương pháp điều khiển bền vững H∞ khi tham số cột nước nằm trong giới hạn 51÷66,6 (m).

Kết quả mô phỏng trên Matlab đã chứng minh được khi tham số cột nước thay đổi từ 51÷66,6 (m) thì bộ điều khiển bền vững H∞ có chất lượng điều khiển tốt hơn bộ điều khiển PID. Tuy nhiên, nội dung bài báo chỉ dừng lại xét ở quá trình khởi động tổ máy khi có ảnh hưởng của cột nước. Vì vậy, để tìm hiểu và thiết kế đầy đủ, trong tương lai tác giả sẽ nghiên cứu thêm ở các chế độ làm việc của hệ thống điều tốc như chế độ cố định công suất, chế độ cố định độ mở, chế độ điều tần để có được bộ điều khiển bền vững H∞ đầy đủ hơn.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Huỳnh Thái Hoàng, Lý thuyết Điều khiển nâng cao, Trường Đại học

Bách khoa Thành phố Hồ Chí Minh. [2] Dự án thủy điện Srêpốk 3\Gói thiệt bị cơ điện\5071 Hệ thống điều

tốc. [3] German Ardul Munoz-Hernandez, Sa'ad Petrous Mansoor, Dewi

Leuan Jones, (2013), Modelling and Controlling Hydropower Plants, Springer-Verlag London.

[4] Matlab Simulink R2012a, Demo “Emergency Diesel-Generator and Asynchronous Motor”.

[5] Matlab Simulink R2012a, “Using MIXSYN for H-Infinity Loop Shaping”.

[6] Prabha Kundur, (1993) Power System Stability and Control, McGraw-Hill, New York.

[7] J. Marcus Blaazer, (2010) “Advanced process control for power plants improving overall performance through control of internal process variables”, Faculty of Mechanical, Maritime and Materials Engineering (3mE) Delft University of Technology.



MÔ HÌNH HÓA THÁP CHƯNG CẤT 2 THÀNH PHẦN 3 TẦNG CHO CÔNG NGHỆ DẦU KHÍ

MODELLING THE TWO COMPOSITION – THREE STAGE DISTILLATION COLUMNS FOR PETROCHEMICAL TECHNOLOGY

Nguyễn Quốc Định Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Mô hình quá trình tháp chưng cất là một mô hình đa biến,tác động xen kênh và tính phi tuyến mạnh. Xây dựng mô hình toántháp chưng cất là vấn đề quan trọng trong việc đưa ra sách lượcđiều khiển phù hợp nhằm nâng cao chất lượng hệ thống thápchưng cất. Bài báo trình bày kết quả xây dựng mô hình toán họccủa tháp chưng cất 2 thành phần dựa trên cấu hình LV và môphỏng mô hình toán học này dựa trên phần mềm Matlab Simulink.Từ kết quả mô phỏng có thể nhận thấy ảnh hưởng của các thànhphần L, V đến các thành phần cấu tử trong tháp chưng cất. Nghiêncứu này sẽ là tiền đề cho việc ứng dụng các phương pháp điềukhiển thông minh nhằm nâng cao chất lượng điều khiển thápchưng cất 2 thành phần.

Abstract - The model of distillation column process, actually, is a model of multivariable, inter-channel effects and strong nonlinearity. Modelling distillation column is important to provide the most appropriate control strategies in order to improve performance of distillation columns. This paper presents the mathematical model of two composition distillation columns. The simulation schema has been developed on the Matlab - Simulink. From the obtained simulation results, we can see how the compositions L, V affect other composition of distillation columns. Moreover, this research results will be the first step for applying the intelligent control methods, such as fuzzy, neural netwoks or GA, to enhance the control quality of this kind of distillation columns.

Từ khóa - tháp chưng cất; mô hình hóa; động học; thành phầnphân tách.

; Key words - Distillation column, modelling, dynamic, composition, separation.


Ngày nay cũng với sự phát triển vượt bậc của nền công nghiệp thế giới và nước nhà, các ngành công nghiệp rất cần nhiều hóa chất có độ tinh khiết cao. Chưng cất là phương pháp được thực hiện để phân tách hỗn hóa học gồm nhiều thành phần thành những dòng sản phẩm tinh khiết hơn. Sự phân tách dựa trên sự khác nhau về “tính chất dễ bay hơi” giữa những thành phần hóa học khác nhau. Để thực hiện được sự chưng cất người ta dùng tháp chưng cất. Các cấu tử dễ bay hơi (cấu tử nhẹ) được rời đi khỏi đỉnh tháp, còn cấu tử khó bay hơi hơn (cấu tử nặng) được rời đi từ đáy tháp.

Chưng cất được phân thành chưng cất nhiều thành phần và chưng cất hai thành phần. Chưng cất nhiều thành phần là quá trình phân tách hỗn hợp nhiều chất hóa học thành nhiều dòng sản phẩm. Chưng cất hai thành phần là chưng cất có dòng nguyên liệu vào tháp được tách thành 2 dòng sản phẩm. Ngoài ra còn phân theo chưng cất liên tục hay chưng cất theo mẻ.

Nghiên cứu động học để xây dựng mô hình toán tháp chưng cất là vấn đề quan trọng trong việc điều khiển và giám sát tháp chưng cất. Nhiều công trình đã nghiên cứu về động học tháp chưng cất, kể cả trong phòng thí nghiệm và cả trong các nhà máy. Theo [4], tác giả Đặng Văn Chí (2012) đã đề xuất giải pháp dùng mạng neuron để ước lượng nồng độ thành phần đỉnh tháp, đáy tháp và vùng cấp liệu để cho ra XD và YB. Ngoài ra, năm 2011, Asha Rani và cs đã sử dụng bộ ước lượng Adaline và LM so với kết quả thực trong tháp chưng cất phản ứng và chưng cất nhiều thành phần [5].

2. Xây dựng mô hình toán tháp chưng cất hai thành phần

Thiết bị đun sôi là một bộ trao đổi nhiệt đặt tại đáy tháp,

tại đó nhiệt được truyền vào để hóa hơi 1 phần chất lỏng cấu tử nhẹ còn trong dung dịch từ đáy tháp.

Tháp chưng cất hai thành phần có cấu tạo gồm 3 bộ phận chính (Hình 1): thiết bị đun sôi, thân tháp và thiết bị ngưng tụ.

Hình 1. Sơ đồ tháp chưng cất hai thành phần

Thiết bị ngưng tụ là bộ trao đổi nhiệt để hóa lỏng hơi rời khỏi đỉnh tháp. Chất lỏng từ thiết bị ngưng tụ rơi xuống bể chứa sản phẩm ngưng tụ. Sản phẩm đỉnh được rời đi từ bể này. Một dòng chất lỏng hồi lưu được cấp trở lại vào đỉnh tháp để hóa lỏng hơi các cấu tử nặng còn lẫn trong đỉnh khay.

Thân tháp được cấu tạo từ các khay, các khu vực ở giữa các đĩa gọi là các tầng. Đánh số thứ tự từ đáy tháp “1” đến đỉnh “N”, khay cấp là F. Những khay này sẽ tạo điều kiện

22 Nguyễn Quốc Định

cho các cấu tử nhẹ ở thể hơi đi lên đỉnh tháp và cấu tử nặng trong thể lỏng đi xuống đáy tháp.

Bảng 1. Các kí hiệu

Kí hiệu Nghĩa kí hiệu

F Lưu lượng dòng nạp liệu (kmol/ph)

zF Phần mol của hợp chất nhẹ trong dòng nguyên liệu nạp (%)

D Lưu lượng dòng sản phẩm đỉnh (kmol/ph)

B Lưu lượng dòng sản phẩm đáy (kmol/ph)

N Số đĩa lý thuyết

Ln, Vn Tốc độ dòng mol toàn phần của pha lỏng và pha hơi tương ứng khi rời khỏi đĩa N (kmol/ph)

xD Phần mol chất nhẹ trong sản phẩm đỉnh (%)

xB Phần mol chất nhẹ trong sản phẩm đáy (%)

xi, yi Phần mol hợp chất nhẹ của pha lỏng, pha hơi trên đĩa thứ i (%)

L Dòng hồi lưu ở đỉnh tháp (kmol/ph)

V Dòng hơi hồi lưu vào đáy tháp (kmol/ph)

Mi Lượng chất lỏng đọng lại trên đĩa thứ i (kmol)

Để đơn giản trong việc mô tả hệ thống, ta đưa ra các giả thiết sau (Các giả thiết này không làm ảnh hưởng đến tính tổng quát mô hình hóa tháp chưng cất):

• Các đĩa lọc trong tháp làm việc với hiệu suất 100%. • Lượng lỏng trên đĩa không thay đổi trong chế độ quá độ. • Chất lỏng trong tháp ở nhiệt độ sôi, hơi ở trạng thái bão hòa. • Chưng cất được thực hiện trong điều kiện cân bằng pha lỏng - hơi. • Tổn thất nhiệt từ tháp ra môi trường xung quanh được bỏ qua.

Phương trình toán ở trạng thái xác lập [1], [3] Ở trạng thái cân bằng pha, nồng độ thành phần phải được cân bằng trong cả pha hơi và pha lỏng:

i T i i iy P x P γ= (1) Hằng số cân bằng pha:

ii

i

yK

x= (2)

Nhiệt độ ở đáy tháp thỏa mãn phương trình:

1 1

1c cN N

i i ii i

K x y= =

= =∑ ∑ (3)

Hệ số bay hơi tương đối được dùng để đánh giá khả năng phân tách của các cấu tử trong công đoạn chưng:

//

j jjk

k k

y xy x

α = (4)

Phương trình cân bằng về nồng độ thành phần:

F D BFz Dx Bx= + (5)

Các phương trình toán động học Phương trình cân bằng khối lượng tại các đĩa

Tại thiết bị ngưng tụ:

(L )Dn

dM V Ddt

= − + (6)

Tại đĩa thứ n trên cùng:

1n

n n ndM

V V L Ldt −= − + − (7)

Tại đĩa thứ i bất kì:

1 1i

i i i idM

V V L Ldt − += − + − (8)

Tại đĩa cấp liệu F:

1 1f

f f f fdM

V V L L Fdt − += − + − + (9)

Tại đĩa ở đáy tháp chưng cất: 1

1 2 1BdM V V L Ldt

= − + − (10)

Tại nồi tái đun:

1B

BdM V L B

dt= − + − (11)

Phương trình cân bằng về nồng độ thành phần Tại thiết bị ngưng tụ:

(L ) xD Dn n D

dM x V y Ddt

= − + (12)

Tại đĩa thứ n trên cùng:

1 1n n

n n n n D n ndM x

V y V y Lx L xdt − −= − + − (13)

Tại đĩa thứ i bất kì:

1 1 1 1i i

i i i i i i i idM x

V y V y L x L xdt − − + += − + − (14)

Tại đĩa cấp liệu F:

1 1 1 1f f

f f f f f f f f fdM x

V y V y L x L x Fzdt − − + += − + − +

(15) Tại đĩa ở đáy tháp chưng cất:

1 11 1 2 2 1 1B B

dM x V y V y L x L xdt

= − + − (16)

Tại nồi tái đun:

1 1B B

B B BdM x V y L x Bx

dt= − + − (17)

Từ các phương trình trên, ta có:

1 1 1 1

( ) di i i ii i

i i i i i i i i

d M x dx MM x

dt dt dtL x L x V y V y+ + − −

= +

= − + − (18)

Do đó: ( ) d1i i i i

ii

dx d M x Mx

dt M dt dt⎛ ⎞= −⎜ ⎟⎝ ⎠

( )

( )

1 1 1 1

1 1

1

1

ii i i i i i i i

i

i i i i i i i ii

dxL x L x V y V y

dt M

L x L x V x V xM

+ + − −

+ −

= − + −

− − + − (19)


Từ đây ta có phương trình toán học tổng quát của tháp chưng cất:

(X, U)

(X, U)

dX fdt

Y g

⎧ =⎪⎨⎪ =⎩

(20)

Trong đó: Biến trạng thái: X = [xB, x1, x2, …, xN, xD]T Véctơ đầu vào: U = [L V]T

Véctơ đầu ra: Y =[xD, xB]T Mô hình toán tháp chưng cất hai thành phần 3 tầng Ở đây, bài báo minh họa một tháp chưng cất đơn giản

với 3 tầng và nghiên cứu các nguyên tắc cơ bản của mô hình động học của tháp 3 tầng này.

Chúng ta tách 2 thành phần, áp suất không đổi và giữ hơi ở mức cao không đáng kể, điều khiển hoàn hảo về mức bằng cách sử dụng cấu hình LV, dòng chảy toàn bộ không đổi (thay cho cân bằng năng lượng), cân bằng lỏng – hơi của tất cả các tầng, bỏ qua dòng chảy động học trong tháp.

Từ phương trình (4), ta có:

1 ( 1)xy

xαα

=+ −

(21)

Áp dụng khai triển Taylor để tuyến tính hóa phương trình (4):

112

1 1

222

2 2

(1 ( 1) )

(1 ( 1) )

y kx xy kx x

ααα

α

Δ= ≈

Δ + −Δ

= ≈Δ + −

(22)

Các phương trình trạng thái của tháp chưng cất hai thành phần có 3 tầng như sau:

Thiết bị đun sôi đáy tháp: 1

1 2 2 1 1 1dxM L x Bx V ydt

= − − (23)

Trong đó: L2 = L + F V1 = V B = L+ F – V

11 2 1 1( ) ( -V)dx L F L FM x x Vy

dt+ += − − (24)

Đĩa cấp liệu: 2

2 1 1 3 3 2 2 2 2zFdxM F V y L x V y L xdt

= + + − − (25)

Trong đó: L2 = L + F L3 = L V1= V2 = V

22 1 3 2 2 ( )F LdxM Fz Vy x Vy x

dL F

t= ++ + − − (26)

Thiết bị ngưng tụ:

33 2 2 3 3 3x

dxM V y L x D

dt= − − (27)

Trong đó: L3 = L D = V - L

33 2 3x

dxM y V

dtV= − (28)

Áp dụng phép khai triển Taylor và kết hợp phương trình (22), tuyến tính hóa các phương trình trên:

( ) 2 1

1 1 2 1

11 1 1 2( ) ( )

( ) ( )

L x x

x y x x

dxdt

M B Vk x F x L

V F

Δ Δ Δ

Δ Δ

= − − + + + −

+ − + −

3 2 1 2

2

22 1 1 2 2 3( )

( ) ( )( )F F

V L V L

x x y yz x F

dxM k x F k x xdtL VF z

Δ Δ Δ

Δ Δ

Δ Δ

= − + + +

+ − + −+ − +

33 2 2 3V V

dxM k x xdt

= Δ Δ−

yi, xi, Li,Vi là các giá trị ở trạng thái ổn định của hệ tại thời điểm hoạt động thứ i. Và bằng cách viết x thay cho Δx, mô hình trạng thái của tháp ở dạng vi phân:

dx Ax Bu Eddty Cx

⎧ = + +⎪⎨⎪ =⎩

(29)

Trong đó: x = [x1 x2 x3]T là biến trạng thái; u = [L V]T là biến đầu vào; y = [ xD xB]Tlà biến đầu ra; d = [ F, zF ]T là nhiễu của mô hình. Các ma trận:

1 1 1

1 2 2 2 2

2 3 3

( B ) / ( ) / 0/ ( ) / L/0 / /

Vk M L F MA Vk M L F Vk M M

Vk M V M

− − +⎡ ⎤⎢ ⎥= − − −⎢ ⎥⎢ ⎥−⎣ ⎦

;

2 1 1 1 1 1

3 2 2 1 2 2

00

( ) / ( ) /( ) / ( ) /

x x x yB x x y

M MM y M

⎡ ⎤⎢ ⎥= ⎢ ⎥⎢ ⎥⎣ ⎦

− −− − ;

2 1 1

2 2 2

0

0 0

( ) /( ) / /F

x xE z x F

MM M

⎡ ⎤⎢ ⎥= ⎢ ⎥⎢ ⎥⎣ ⎦

−− ;

0 0 11 0 0

C⎡ ⎤

= ⎢ ⎥⎣ ⎦

3. Mô phỏng hệ thống tháp chưng cất hai thành phần 3 tầng

Từ hệ phương trình (29) ta xây dựng mô hình tháp chưng cất hai thành phần 3 tầng như Hình 2.

24 Nguyễn Quốc Định

Hình 2. Mô hình tháp chưng cất hai thành phần 3 tầng

Các dữ liệu về tháp được lấy từ nghiên cứu của Sigurd Skogestad [2] về động học và điều khiển tháp chưng cất.

Bảng 2. Các tham số mô hình của tháp chưng cất hai thành phần 3 tầng

N Nt NF F ZF α D L V xD xB Mi

2 3 2 1 0.5 10 0.5 3.55 3.55 0.9 0.1 1

Bảng 3. Các dữ liệu thành phần 3 tầng ở trạng thái cân bằng của tháp

Tầng I Li Vi xi yi

Bình ngưng 3 3.05 0.9

Đĩa cấp liệu 2 4.05 3.55 0.4737 0.9

Nồi hơi 1 3.55 0.1 0.5263

Kết quả mô phỏng với d = [1, 0.5]T , u = [3.05, 3.55]T

Nhận xét kết quả mô phỏng: Từ đáp ứng thành phần xD, xB của tháp chưng cất như trên Hình 3, ta có thể thấy rằng xD, xB đã nhanh chóng tiến đến giá trị xác lập với sai số nhỏ nằm trong phạm vi cho phép (< 5% giá trị xác lập, sai số

này được xác định trên mô phỏng Matlab - Simulink).

Hình 3. Đáp ứng thành phần xD ,xB của tháp chưng cất

4. Kết luận Từ những nghiên cứu về nguyên lý hoạt động, động học

của tháp chưng cất hai thành phần, ta đã xây dựng được mô hình toán cho tháp chưng cất thành phần gồm n đĩa lý thuyết và từ đó đưa ra cấu hình LV cụ thể cho tháp chưng cất hai thành phần 3 tầng,

Thực hiện mô phỏng tháp chưng cất hai thành phần 3 tầng cho thấy thành phần cấu tử xD và xB thay đổi theo dòng phản hồi L và V.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Page S. Buckley, William L.Luyben, Joseph P. Shunta, Design of

distillation column control systems, Publishers Creative Services Inc, New York, 1985.

[2] Sigurd Skogestad: “Dynamics and control of Distillation Columns”,Chemical Engineering, Norwegian University of Science and Technology N-7034 Trondheim, Norway, 1997.

[3] William L.Luyben: Process Modeling, Simulation, and Control for Chemical Engineers, McGraw – Hill, 1990.

[4] Đặng Văn Chí, Nghiên cứu các giải pháp để nâng cao chất lượng sản phẩm và hiệu suất làm việc của tháp chưng cất trong công nghiệp dầu mỏ, Luận án tiến sĩ kỹ thuật, Trường đại học Mỏ - Địa chất, 2012.

[5] Asha Rani, Vijander Singh, J.R.P Gupta, “Soft sensor based on adaptive linear network for distillation process”, International journal of computer applications(0975-8887), Volume 36-No. 1, 2011.


0 5 10 15 20 25 30 35 40 45 500

0.1

0.2

0.3

0.4

0.5

0.6

0.7

Time (phut)

Phan

mol

e ch

at n

he (%

)

Dap ung thanh phan xD, xB cua thap

xDxB


NÂNG CAO KHẢ NĂNG CHỐNG ĂN MÒN CỦA LỚP PHỦ HỮU CƠ BẰNG LỚP BIẾN TÍNH CHỨA Zr VÀ Ti

IMPROVING THE CORROSION PROTECTION OF ORGANIC COATING WITH CONVERSION LAYER CONTAINING Zr AND Ti

Lê Minh Đức Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Tạo lớp phủ biến tính chứa Ti, Zr trên nền thép thườngbằng cách nhúng trong dung dịch chứa 0,01 M TiF6

2- và 0,02M ZrF62-

, pH=4. Lớp biến tính có thể cải thiện tính chống ăn mòn cho lớp phủhữu cơ. Đường cong phân cực xác định thế và dòng ăn mòn thuđược khi có và không có lớp phủ biến tính trên nền thép thường chothấy lớp phủ có mặt kim loại Zr, Ti đã giảm dòng ăn mòn. Khả năngbảo vệ của màng được đánh giá bằng phép đo tổng trở và ngâmmẫu trong môi trường KCl 3%. Sự bóc tách lớp màng được quan sátqua thí nghiệm ngâm trong dung dịch KCl. Có lớp biến tính, màngepoxy trở nên bám chắc hơn trên nền thép; tổng trở của màng có xuhướng giảm theo thời gian ngâm, nhưng giảm chậm hơn.

Abstract - Conversion coating containing Zr and Ti has been applied on iron surface by dipping it in TiF6

2- 0.01M and ZrF62-

0.02M solution, pH=4. The conversion layer can improve the corrosion ability of organic coating. Polarisation method is applied to determine the corrosion potential and currrent of coating with and without conversion layer. Electrochemical Impedance Spectroscopy (EIS) is used to measure the impedance of coating in 3% KCl solution.Delamination of epoxy coating is studied by dipping it in KCl solution. Thanks to the conversion layer, epoxy layer adheres well on iron. Resistance of coating has changed slowly during the immersion time.

Từ khóa - TiF62-;ZrF6

2-; lớp phủ biển tính; chống ăn mòn; phổ tổngtrở;

Key words - TiF62-; ZrF6

2-; conversion coating; corrosion protection; impedance;

1. Giới thiệu chung

Kim loại nói chung, thép nói riêng là loại vật liệu phổ biến, được sử dụng khá phong phú trên nhiều lĩnh vực. So với gỗ, nhựa, kim loại có những tính chất hơn hẳn như có độ bền cao, chịu được tác động của môi trường tốt hơn, khó bắt cháy.... Tuy vậy trong môi trường biển như ở thành phố Đà Nẵng, cấu kiện thép bị ảnh hưởng khá lớn bởi tác động ăn mòn của môi trường. Quá trình ăn mòn kim loại là một phản ứng điện hóa, cấu kiện bị phá hủy do phản ứng hòa tan, giảm tuổi thọ của các công trình.

Có nhiều biện pháp để ngăn chặn, bảo vệ cấu kiện thép khỏi sự tấn công của các tác nhân gây ăn mòn. Trong các phương pháp đó, tạo màng biến tính là cách phổ biến, khá thông dụng trong việc nâng cao độ bám dính. Phương pháp thông thường để tạo màng biến tính là phốt phát hóa. Màng phốt phát được tạo nên khá xốp, làm lớp nền bám chắc cho màng sơn. Tuy nhiên, màng phốt phát thường chứa nhiều kim loại nặng khác, quá trình tạo màng cần nhiều năng lượng do phải nâng nhiệt độ dung dịch [1].

R. Mohammad Hosseini và các cộng sự đã biến tính bề mặt thép thường bằng phương pháp hóa học đơn giản, đưa nguyên tố Zr vào trong thành phần lớp biến tính. Nguyên tố Zr có trong lớp biến tính đã cải thiện độ bám dính và khả năng chống ăn mòn cho màng hữu cơ nói chung [2]. Lớp phủ biến tính này đã thay thế cho lớp phủ biến tính chứa Cr (VI) – ảnh hưởng xấu đến môi trường. Nhiều tác giả cho rằng Zr tồn tại trong lớp biến tính dưới nhiều dạng phức, trong lúc đó Ti chỉ ở dạng TiO2. Sự tạo màng thuận lợi khi ở pH cao.

Cũng với cách tạo lớp phủ biến tính, G. Yoganandan và các cộng sự [2, 3] đã đưa các nguyên tố Ce, Zr vào thành phần lớp biến tính. Nền hợp kim nhôm đã có thể có khả năng tự bảo vệ trong môi trường NaCl.X. Jiang và các cộng sự đã nghiên cứu đưa đồng thời các nguyên tố Ce và Zr vào lớp biến tính trên nền hợp kim magie để tăng khả năng

chống ăn mòn của hợp kim [4]. Với dung dịch chứa đồng thời các nguyên tố Zr, Ti, Mn, Mo, bề mặt hợp kim nhôm AA2024 và AA7075-T6 đã được phủ một lớp biến tính và được ứng dụng trong kỹ thuật hàng không, vũ trụ. Ảnh hưởng của Zr, Ti trong thành phần dung dịch biến tính được nghiên cứu. Các kết quả đo phân cực, ngâm trong buồng phun muối đã minh chứng được khả năng bảo vệ của lớp biến tính [5].

Nhiều công trình tập trung nghiên cứu lớp phủ chứa Zr, Ti và một số kim loại khác nhưng chỉ ứng dụng nhiều cho nền Al, Mg. Tuy vậy, cơ chế, tính chất lớp biến tính vẫn còn nhiều điều chưa rõ, đặc biệt trên nền thép thường.

Trong bài báo này, màng biến tính chứa hai nguyên tố kim loại Ti và Zr được tạo trên nền kim loại. Màng biến tính được đánh giá bằng phép đo đường cong phân cực, xác định dòng và thế ăn mòn. Khả năng cải thiện độ bám dính với màng epoxy được kiểm tra, đánh giá và so sánh với lớp biến tính chứa Cr.

2. Thực nghiệm Thép thường C thấp được mua trên thị trường tại thành

phố Đà Nẵng. Mẫu thép với kích thước 5cm x 3cm x 0,5mm được đánh bóng cơ học bằng giấy nhám lần lượt từ P600 đến P2000; rửa sạch và tẩy dầu mỡ trong NaOH 20%, sấy khô trong không khí, sau đó rửa sạch và bảo quản trong ethanol để chờ các phép đo tiếp theo.

Các hóa chất H2TiF6 dạng dung dịch, K2ZrF6 dạng rắn được cung cấp bởi Aldrich-Sigma. pH của dung dịch được điều chỉnh bằng dung dịch HCl và NaOH. Dung dịch biến tính nền kim loại chứa Zr và Ti (ZrTi) được chuẩn bị theo các giá trị nồng độ khảo sát. Thời gian nhúng mẫu được cố định từ 1 - 2 phút [1]. Mẫu thép được tạo màng biến tính chứa Cr để làm mẫu đối sánh. Màng biến tính thu được bằng cách nhúng mẫu thép trong dung dịch K2CrO4 0,1M từ 1 - 2 phút, ở nhiệt độ phòng.

26 Lê Minh Đức

Bình đo ăn mòn 3 điện cực (điện cực làm việc là thép thường, Ag/AgCl là điện cực so sánh, điện cực đối là thép không gỉ). Máy đo điện hóa đa năng PGS-HH10 (Việt Nam) được sử dụng để xác định dòng và thế ăn mòn.

Tổng trở điện hóa thu được trên máy tổng trở Zahner (Zenium) Workstation (CHLB Đức). Vùng tần số đo từ 10Hz đến 100KHz. Tín hiệu kích thích với biên độ 10mV–20mV. Máy đo được nối với máy tính để điều khiển quá trình nhập, lưu và xử lý số liệu sau khi đo. Thí nghiệm được thực hiện tại Phòng Thí nghiệm Hóa lý Trường Đại học Sư phạm Hà Nội.

Phương pháp Phổ huỳnh quang tia X được sử dụng để xác định thành phần nguyên tố của nền thép và màng sau khi biến tính. Mẫu được gửi đo tại Trung tâm Kỹ thuật tiêu chuẩn Đo lường chất lượng 3 (Đà Nẵng). Thành phần thép sử dụng được trình bày trên Bảng 1.

Bảng 1. Thành phần thép nền sử dụng

Nguyên tố C Si Mn P S Mo Ni Al

% khối lượng 0,049 0,0032 0,176 0,0033 0,0021 0,0049 0.017 0.042

Nguyên tố Cu Co Pb As Bi Zr Fe ...

% khối lượng 0,0059 0,0065 <0,003 0,0035 <0,002 <0,001

5 99,6 ...

3. Kết quả và thảo luận 3.1. Tạo màng biến tính trên nền thép

Mẫu thép được xử lý theo quy trình như trên. Đường cong phân cực của thép (chưa biến tính) được ghi lại trong các dung dịch ZrF6

2- có nồng độ 0,01M với các giá trị pH dung dịch thay đổi lần lượt là 2, 4, 6. Đường cong Tafel thu được trong các dung dịch có pH khác nhau được thể hiện trên Hình 1.

. Hình 1. Đường cong phân cực của thép trong dung dịch chứa 0,01M ZrF62- khi thay đổi pH. 1) pH=2; 2) pH=4; 3) pH=6.

Tốc độ quét thế 10mV/s Có thể nhận thấy rằng khi tăng dần giá trị pH từ 2 đến

4, dòng ăn mòn của thép có xu hướng giảm nhanh chóng. Thế ăn mòn dịch chuyển dần sang phía dương hơn nhưng không nhiều. Ở pH=6, dòng ăn mòn lại tăng trở lại, thế ăn mòn lại dịch chuyển về phía âm hơn một ít.

Trong các môi trường, phản ứng xảy ra như sau: + Phản ứng anốt là phản ứng hòa tan Fe:

Fe Fe2+ + 2e (1)

+ Phản ứng catốt là các phản ứng giải phóng H2, khử O2 xảy ra đồng thời trên catốt tùy thuộc môi trường

O2 + 2H2O + 4e 4OH- (2) 2H++ 2e H2 (3)

Khi tăng pH có sự thủy phân của ZrF62-, tạo nên các kết

tủa dạng oxide (ZrO2.2H2O). pH tăng sẽ tạo thuận lợi cho việc hình thành lớp phủ biến tính trên các vùng catốt tế vi của mẫu thép.

ZrF62- +4OH- ZrO2.2H2O + 6F- (4)

pH thấp hơn, Fe hòa tan nhiều, phản ứng catốt thuận lợi hơn do lượng electron cung cấp nhiều hơn, dẫn đến pH cục bộ tăng [1]. Tuy vậy, tăng pH, các sản phẩm ăn mòn không tan có thể được kết tủa, quá trình thủy phân xảy ra mạnh, có thể quan sát được Zr kết tủa dạng oxit trong dung dịch, làm giảm nồng độ ZrF6

2- trong dung dịch. Việc hình thành màng trên bề mặt sắt bị ảnh hưởng. Ngược lại khi pH thấp, màng bị hòa tan trở lại trong dung dịch, màng không thể bảo vệ kim loại nền lâu hơn nữa. 3.2. Ảnh hưởng của nồng độ TiF62- đến dòng và thế ăn mòn

Nồng độ ZrF62- được duy trì ở 0,01 M, pH=4 để khảo

sát ảnh hưởng của nồng độ TiF62- đến dòng và thế ăn mòn.

Kết quả được thể trên Hình 2.

Hình 2. Đường cong Tafel của thép trong dung dịch chứa

đồng thời TiF62-,ZrF62- với các giá trị nồng độ TiF62- khác nhau 1) 0,01 M ; 2) 0,02 M; 3) 0,04 M; 4) 0,06M

pH =4. Tốc độ quét 10mV/s. Trên Hình 2 là sự thay đổi dòng và thế ăn mòn khi

thêm TiF62- với các nồng độ khác nhau, cố định pH bằng

4. Với nồng độ TiF62- bằng 0,02M dòng ăn mòn có giá

trị nhỏ nhất, thế ăn mòn dịch chuyển về phía dương hơn. Thép nền kim loại đã rơi vào trạng thái thụ động. Khi tăng nồng độ TiF6

2-, có thể quan sát sự kết tinh trở lại của các muối Ti và Zr. Do vậy nồng độ của Zr và Ti trong dung dịch sẽ giảm, làm ảnh hưởng đến chất lượng lớp phủ biến tính.

Như vậy, dung dịch biến tính tối ưu sẽ là: ZrF62- 0,01M,

TiF62- 0,02M, pH=4, thời gian nhúng mẫu thép tạo màng là

1 - 2 phút. 3.3. Cấu trúc tế vi của màng

Mẫu thép được đánh bóng cơ học và tiến hành biến tính trong dung dịch ZrTi với thành phần như được mô tả trên. Cấu trúc tế vi và thành phần nguyên tố trên bề mặt mẫu được phân tích trên máy SEM (Hình 3).

-1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 0.6

2E-6

2E-5

2E-4

0.002

0.02

Dßn

g ®i

Ön (m

A)

ThÕ ®iÖn cùc (V/ Ag/AgCl)

1

3

2

-1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 0.6

1E-7

1E-6

1E-5

1E-4

1E-3

0.01

0.1

MËt

®ån

g dß

ng ®

iÖn

(mA

/cm

2 )


1

2

3

4


a

b

Hình 3. Cấu trúc tế vi và thành phần nguyên tố của bề mặt Fe (a) trước và (b) sau khi biến tính trong dung dịch chứa Zr, Ti

Cấu trúc màng biến tính có cấu trúc khá đặc biệt so với ban đầu, có thể nhìn thấy nhiều cấu trúc hạt nhỏ trên bề mặt, xù xì. Các vết rãnh sâu do đánh bóng cơ học mất hẳn. Trong quá trình tạo mạng thụ động ở pH=4, các hợp chất oxide của Zr và Ti được hình thành. Có thể tạo các phức của Ti, Zr, Fe và O. Nhờ cấu trúc đặc biệt này đã cải thiện khả năng bám dính, chống ăn mòn của màng epoxy.

Nhìn vào kết quả EDX, chỉ có thể thấy thành phần Ti (khoảng 17% tính theo nguyên tố). Peak của Zr không thể hiện. Có thể do cường độ của các peak Fe, Ti, S, K quá mạnh nên che khuất, lượng Zr có thể tham gia trong lớp phủ khá nhỏ. Phương pháp EDX thực sự không thể cho kết quả chính xác với hàm lượng Zr nhỏ trong lớp phủ [3]. Bằng phương pháp huỳnh quang tia X, hàm lượng Zr và Ti trong lớp biến tính có thể xác định. 3.4. Đường cong phân cực của màng biến tính

Mẫu thép được tạo màng biến tính trong dung dịch ZrTi ở điều kiện tối ưu như trình bày ở phần trên. Màng thụ động Cr cũng được tạo trên nền thép bằng cách nhúng trong dung dịch K2CrO4 0,1M trong thời gian 2 phút để làm mẫu so sánh. Đường cong Tafel thu được thể hiện trên Hình 4.

Hình 4. Đường cong Tafel của 1) thép; 2) thép được biến tính

trong dung dịch Zr Ti; 3) Thép được biến tính trong CrO42- 0,1M. Dung dịch đo KCl 3%, tốc độ quét 10mV/s

Có thể nhận thấy, khi có màng thụ động trên thép, thế ăn mòn không thay đổi nhiều, chỉ dịch một ít về phía dương. Tuy nhiên, dòng ăn mòn giảm đáng kể. Màng biến tính Cr (đường 3), cho giá trị ăn mòn nhỏ nhất. Nền thép được biến tính bằng ZrTi cũng cho dòng ăn mòn giảm đáng kể so với chỉ nền thép.

3.5. Đánh giá khả năng bảo vệ của màng epoxy trên nền thép được biến tính bằng ZrTi 3.5.1. Sự thay đổi tổng trở màng trong thời gian ngâm

Nền thép (không xử lý biến tính) được phủ một lớp màng epoxy bằng phương pháp quét, độ dày khoảng 100 – 150 μm. Phổ tổng trở đo được trong dung dịch KCl 3%. Thời gian chờ đo là 60 phút. Kết quả thể hiện trên Hình 5.

Hình 5. Sự thay đổi tổng trở màng epoxy trên nền thép không được biến tính. Đo trong suốt thời giân ngâm mẫu, thời gian đo

giữa các mẫu là 60 phút Trên Hình 5, theo thời gian, điện trở màng epoxy giảm

dần, có thể quan sát ở vùng tần số 10–100Hz. Ở vùng tần số cao, khoảng thời gian đầu (2 - 3 giờ), màng khá bền, có thể ngăn cản sự xâm nhập của môi trường. Điện dung màng gần như ổn định. Theo thời gian, tổng trở màng giảm dần nhanh chóng. Sau 8 giờ, đường cong tổng trở như của một nền kim loại. Lúc này màng epoxy đã bảo hòa dung dịch của môi trường, điện trở của màng giảm nhanh chóng. Tại bề mặt phân chia pha, điện dung C của lớp oxide giảm rất nhanh. Bây giờ, ở vùng tần số cao, tổng trở gần như điện trở của dung dịch. Quan sát đường pha có thể thấy sự khác biệt.

Hình 6. Sự thay đổi tổng trở màng epoxy trên nền thép được

biến tính trong ZrTi. Thời gian chờ đo mẫu là 60 phút Trên Hình 6, là phổ tổng trở của màng epoxy được phủ

trên nền thép đã được biến tính trong dung dịch ZrTi. Các vùng đặc trưng trên giản đồ Bode thể hiện khá rõ ràng. Trong suốt thời gian đo (8 giờ), sự ổn định của lớp biến tính thể hiện qua sự ổn định của điện dung ở vùng này. Ở vùng tần số cao, sự thay đổi Cepoxy, sự giảm điện trở màng ở vùng tần số 100Hz là do sự xâm nhập của môi trường từ bên ngoài vào.

Tuy nhiên, so với mẫu không có biến tính, điện trở màng giảm nhưng không quá nhanh và duy trì ở mức điện trở cao (khoảng 50 KOhm), điều này chứng tỏ sự có mặt của lớp biến tính đã cải thiện tính chất của màng epoxy. Lớp biến tính đã ngăn cản sự thâm nhập của môi trường ăn mòn đi qua lớp tiếp xúc epoxy/kim loại, không cho tiếp xúc trực tiếp với kim loại nền. Sự có mặt của lớp biến tính đã hình thành lực Van der Waals, lực liên kết H và do đó làm tăng độ bám dính của lớp phủ hữu cơ lên nền kim loại [2,3].

-1.2 -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0.0 0.2 0.4 0.61E-5

1E-4

1E-3

0.01

0.1

1

10

100

1000

Dßn

g ®i

Ön (

mA

)


1

23

1 10 100 1k 10k

100

1k

10k

100k

1M

TÇn sè (Hz)

Tæn

g tr

ë (Ω

)

0

-20

-40

-60

-80

phas

e (φ

)

Cpolymer

Rpolymer

C thu dong

1 10 100 1k 10k

1k

10k

100k

1M

TÇn sè (Hz)

Tæn

g tr

ë (Ω

)

0

-20

-40

-60

-80

phas

e (φ

)

Cpolymer

R polymer

C thu dong

28 Lê Minh Đức

3.5.2. Đánh giả khả năng chống bóc tách màng Sau khi phủ epoxy trên nền thép được biến tính, một

phía của mẫu được cho tiếp xúc với KCl để quan sát quá trình ăn mòn xảy ra ở biên tiếp xúc epoxy-kim loại. Kết quả thể hiện trên Hình 7 a và b.

Trong cùng điều kiện thí nghiệm, trên mẫu có nền chưa biến tính có thể nhận thấy vùng ăn mòn (màu nâu đỏ của sản phẩm ăn mòn) lan rộng hơn so với mẫu có nền thép được xử lý.

Hình 7. Quan sát quá trình ăn mòn biên tiếp xúc epoxy-kim loại

khi KCl tấn công ở phía biên a) nền thép có biến tính; b) nền thép không biến tính

Hình 8. Màng epoxy trên các nền thép được biến tính trong a) CrO42 -; b) trong ZrTi ; c) không biến tính.

Mẫu ngâm trong KCl 3%

Với mẫu thép được biến tính, việc quan sát các vết cắt mẫu trong các trường hợp có và không có biến tính nền kim loại (biến tính trong CrO4

2- để đối chứng) cũng đã thể hiện vai trò của lớp biến tính. Màng epoxy gần như bị phá vỡ hoàn toàn trên nền thép không biến tính. Biến tính bằng ZrTi cũng cho kết quả khả quan, tương tác được với lớp biến tính trong CrO4

2-. Trên hình ảnh vết cắt không tiếp tục bị bong tróc khi ngâm. Vết cắt đã bị hạn chế, không bong tróc tiếp tục, hiệu ứng tự bảo vệ của màng có thể nhận thấy ở đây.

4. Kết luận Đã tạo được lớp biến tính trên nền thép thường trong

dung dịch chứa 0,01 M ZrF62- và 0,02M TiF6

2-. Có mặt lớp biến tính, tổng trở của lớp phủ ổn định trong

thời gian đo. Độ bám dính được cải thiện qua thí nghiệm ngâm mẫu trong môi trường ăn mòn KCl 3%.

Các kết quả ban đầu cho thấy lớp phủ epoxy trên các nền thép biến tính trong dung dịch ZrTi đã thể hiện được khả năng cải thiện độ bám dính của màng epoxy

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Trịnh Xuân Sén, Ăn mòn và Bảo vệ kim loại, NXB Đại học Quốc gia

Hà Nội, 2006

[2] R. Mohammad Hosseini, A.A. Sarabi, H. Eivaz Mohammadloo, M.Sarayloo, The performance improvement of Zr conversion coating through Mnincorporation: With and without organic coating, Surface & Coatings Technology 258 (2014) 437–446

[3] G. Yoganandan, K. Pradeep Premkumar, J.N. Balaraju, Evaluation of corrosion resistance and self-healing behavior of zirconium–cerium conversion coating developed on AA2024 alloy, Surface & Coatings Technology 270 (2015) 249-258

[4] H. Vakili, B. Ramezanzadeh, R. Amini, The corrosion performance and adhesion properties of the epoxy coating applied on the steel substrates treated by cerium-based conversioncoatings, Corrosion Science 94 (2015) 466–475

[5] X. Jiang, R. Guo, S. Jiang, Microstructure and corrosion resistance of Ce-V conversion coating on AZ31 magnesium alloy, Applied Surface Science (2015), ttp://dx.doi.org/10.1016/j.apsusc.2015.02.195

[6] P. Santa Coloma U. Izagirre Y. Belaustegi J.B. Jorcin, F.J. Cano N. Lape˜na, Chromium-free conversion coatings based on inorganic salts (Zr/Ti/Mn/Mo) for aluminum alloys used in aircraft applications, Applied Surface Science, Volume 345, 1 August 2015, 24-35.

[7] Vale´ rie Sauvant-Moynot, Serge Gonzalez, Jean Kittel, Self-healing coatings: An alternative route for anticorrosion protection, Progress in Organic Coatings 63 (2008) 307–315


a

c

b

Vùng bị

kích thíchăn

mòn

a

b


ỨNG DỤNG MÔ HÌNH HỆ HỖ TRỢ RA QUYẾT ĐỊNH TRÊN NHÓM VÀO QUẢN LÝ TÀI NGUYÊN ĐẤT

APPLYING THE GROUP DECISION SUPPORT SYSTEM MODEL TO LAND RESOURCE MANAGEMENT

Phạm Minh Đương1, Nguyễn Văn Hiệu2, Phan Thị Xuân Trang3 1Trường Đại học Trà Vinh; [email protected]

2Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected] 3HVCH Khóa 2014 - 2016, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo trình bày về việc ứng dụng mô hình hệ hỗ trợ raquyết định nhóm vào quản lý tài nguyên đất, đưa ra phương ánđáp ứng yêu cầu phát triển kinh tế - xã hội và đảm bảo phát triểnbền vững. Bài báo nhằm cung cấp các nội dung: (1) Nghiên cứumô hình hệ hỗ trợ quyết định nhóm; (2) Ứng dụng mô hình hệ hỗtrợ ra quyết định nhóm vào quản lý tài nguyên đất; (3) Phân tíchcác phương pháp kết hợp nhóm để tìm ra phương án tối ưu đápứng phát triển kinh tế - xã hội và phát triển bền vững; (4) Đánh giáthực nghiệm các phương án ứng với các tiêu chí đã xác định vàobài toán thực tế tại địa phương giúp các nhà quản lý lựa chọnphương án tốt nhất. Kết quả của bài báo là xây dựng thành côngchương trình được minh họa bởi số liệu thực tế vào bài toán quảnlý đất tại huyện Bình Tân.

Abstract - This paper presents the application of group decision support system model to the land resource management, puts forward solutions to meet the requirements of socio-economic development and ensures sustainable development. The content of the paper includes (1) researching on the group decision support system model; (2) applying the model to the land resource management;(3) analysing the combined group methods to find the optimal method to meet socio-economic development and sustainable development and (4) experimentally evaluating how well the method is working in reality according to defined criteria to help decision makers choose the most appropriate method. Main results of the paper are illustrated with practical data of the problem of managing land resources in Binh Tan district successfully.

Từ khóa - hệ hỗ trợ ra quyết định; hệ hỗ trợ ra quyết định nhóm;phương pháp kết hợp nhóm; quản lý tài nguyên đất; quy hoạch sửdụng đất.

Key words - Decision support system; group decision support system; combined group method ; the land resource management; land use planning;

1. Đặt vấn đề Đất là nguồn tài nguyên vô cùng quý giá, đất phục vụ

cho con người ở nhiều lĩnh vực như nông nghiệp, công nghiệp, xây dựng, giao thông,…[5]. Việc quy hoạch và phát triển các khu công nghiệp, khu đô thị nhiều nơi còn dàn trải, công tác quản lý công khai quy hoạch, kế hoạch sử dụng đất được duyệt còn mang tính hình thức chưa có mô hình hiệu quả, quy trình quy hoạch đất được thực hiện trên cơ sở lấy ý kiến từng cá nhân trong tập thể để ra các quyết định thực hiện thật sự chưa rõ ràng và công khai, đôi khi mang tính chủ quan, cá nhân. Do đó, để hỗ trợ các nhà quản lý đưa ra quyết định chọn lựa được phương án tốt nhất và đáp ứng được các tiêu chí của các thành viên tham gia ra quyết định, cần phải có quy trình, mô hình hệ hỗ trợ ra quyết định và các phương pháp kết hợp nhóm nhằm nâng cao chất lượng sử dụng đất, mang lại hiệu quả kinh tế và bảo vệ môi trường. Các bài báo về hệ hỗ trợ ra quyết định trên nhóm bắt đầu xuất hiện như: Bui, Lelassi và Shakun (1990), Yellen (1993), [1, 3, 4],.... Hệ hỗ trợ ra quyết định trên nhóm đưa ra nhằm hỗ trợ con người trong việc giải quyết các vấn đề quyết định trên nhóm. Mục tiêu của bài báo là nhằm ứng dụng mô hình hệ hỗ trợ ra quyết định nhóm, trình bày so sánh các phương pháp kết hợp nhóm và xây dựng hệ hỗ trợ nhóm phục vụ bài toán quản lý tài nguyên đất.

2. Giải quyết vấn đề 2.1. Các bước ra quyết định nhóm

Ra quyết định nhóm là nhằm giúp các nhà quản lý tìm ra phương án chọn tốt nhất nhằm thỏa mãn các tiêu chí của các thành viên trong nhóm và nó được sử dụng rộng rãi trong nhiều lĩnh việc như: kinh tế, xã hội và quản lý. Quy trình ra quyết định nhóm gồm các bước [1]:

Bước 1: Mỗi thành viên trong nhóm đưa ra các phương án để giải quyết vấn đề. Bước 2: Thỏa thuận giữa các thành viên trong nhóm. Bước 3: Xác định phương án chọn.

2.2. Các thành phần của hệ hỗ trợ ra quyết định nhóm Một hệ hỗ trợ ra quyết định trên nhóm được thiết kế

như một hệ thống tương tác trên nền máy tính, nó dùng các mô hình và các phương thức ra quyết định đa mục đích để phân tích dữ liệu, giúp đỡ lựa chọn giữa tập các phương án và đánh giá thực thi của phương án được chọn bởi những người ra quyết định. Hệ hỗ trợ ra quyết định nhóm gồm các thành phần: (1) Thành phần quản lý dữ liệu vào; (2) Thành phần quản lý mô hình; (3) Thành phần quản lý dữ liệu; (4) Thành phần quản lý các phương pháp; (5) Thành phần giải quyết vấn đề; (6) Thành phần kết hợp nhóm.

30 Phạm Minh Đương, Nguyễn Văn Hiệu, Phan Thị Xuân Trang

2.3. Mô hình ra quyết định nhóm

Hình 1. Mô hình hệ hỗ trợ ra quyết định trên nhóm

2.4. Các phương pháp kết hợp nhóm 2.4.1. Phương pháp bình quân

Hình 2. Sơ đồ thuật toán phương pháp bình quân

2.4.2. Phương pháp dựa vào trọng số tiêu chí nhóm

Phương án chọn

….

Nhập các phương án

Phương án 1 Phương án 2 Phương án n

Phương pháp kết hợp nhóm

Kết hợp và thương lượng

Nhóm người ra quyết định

Người thứ 1 Người thứ 2 Người thứ n

Giao diện

Hệ hỗ trợ

Quản lý dữ liệu

vào

Quản lý mô hình

Quản lý dữ liệu

Quản lý phương pháp

luận

….

Quản lý dữ liệu ra

Vấn đề cần giải quyết

Begin


Xác định ma trận quyết định S = (S1,S2,…, Sn )T là vectơ

phương án n chiều Si = (Si1,Si2,…,Sij,…,Sim)

Với Sij là phương án i ứng với tiêu chí j

sj=max sij =0

Xây dựng ma trận S’ S’ = (S’1,S’2,…, S’n )T là vectơ

phương án n chiều S’i = (S’i1,S’i2,…,S’ij,…,S’im)

Tính giá trị trung bình AV = (av1,av2,…, avn) với

avj=s'

ij

n

n

i=1

S

Xác định ma trận chênh lệch

Di= s'ij-avj

m

j=1

Tìm phương án chọn d*=dp=min di

S’ij = 0 s'ij s'ij sj Đ

End


Hình 3. Sơ đồ thuật toán phương pháp dựa vào trọng số

tiêu chí

Phương pháp này là sự kế thừa của phương pháp bình quân sử dụng thuật toán AHP [1] dùng để so sánh giữa các tiêu chí sử dụng thang điểm của Saaty. 2.5. So sánh phương pháp bình quân và phương pháp dựa vào trọng số tiêu chí nhóm

Bảng 1. So sánh hai phương pháp kết hợp nhóm

Yếu tố Phương pháp kết hợp nhóm

Phương pháp bình quân

Phương pháp trọng số vectơ

Đầu vào

- Các phương án và trọng số theo từng tiêu chí.

- Các phương án và trọng số theo từng tiêu chí

- Mức độ ưu tiên của từng tiêu chí theo thang điểm của Saaty.

Đầu ra Phương án mang tính chất thỏa hiệp

Phương án mang tính chất thăm dò

Kết luận

Nhanh chóng tìm ra phương án sơ bộ tại những thời điểm và thời gian khác nhau

- Sử dụng phương án sơ bộ từ phương pháp bình quân kết hợp với trọng số của từng tiêu chí theo độ ưu tiên để tránh việc không tìm được phương án cuối cùng.

- Có thể lặp lại phương pháp này với các mức độ ưu tiên của các tiêu chí để tìm ra được phương án tối ưu nhất.

Mức độ ưu tiên của các tiêu chí

Không được sử dụng

Được sử dụng để tìm ra giải pháp chọn tốt nhất cho các thành viên.

3. Xây dựng chương trình hệ hỗ trợ ra quyết định trên nhóm vào quản lý tài nguyên đất

Trên cơ sở các phương pháp kết hợp nhóm đã được trình bày ở trên, kết hợp mô hình hỗ trợ ra quyết định trên nhóm sử dụng ngôn ngữ C# trên công nghệ WCF xây dựng hệ hỗ trợ ra quyết định giúp các nhà quản lý có thể chọn được phương án tốt nhất được đưa ra bởi chương trình.

Để xác định vấn đề và giải quyết bài toán quản lý tài nguyên đất dữ liệu được khảo sát từ các chuyên gia; kết quả khảo sát là dữ liệu đầu vào cho hệ hỗ trợ ra quyết định trên nhóm nhằm xác định các phương án phù hợp để quản lý tài nguyên đất tại huyện Bình Tân, tỉnh Vĩnh Long (huyện Bình Tân gồm 11 xã) [5].

Kết quả khảo sát thực tế tại địa phương từ những chuyên gia xác định hai bài toán cần giải quyết gồm: (1) Bài toán đáp ứng yêu cầu phát triển kinh tế - xã hội; (2) Bài toán đảm bảo phát triển bền vững.

Kết quả điều tra, thống kê từ các chuyên gia trên 11 xã của huyện gồm 24 chuyên gia được chia thành 4 nhóm:

1. Nhóm phương án về chính sách xã hội; 2. Nhóm phương án về kỹ thuật; 3. Nhóm phương án phát triển kinh tế - xã hội; 4. Nhóm phương án về tổ chức thực hiện và nâng

cao trình độ hiểu biết. Việc lựa chọn các tiêu chí đánh giá được xác định

bởi các nhóm chuyên gia để quản lý tài nguyên đất, đáp ứng yêu cầu phát triển kinh tế xã hội và đảm bảo phát triển bền vững dựa trên 3 tiêu chí: kinh tế; xã hội và môi trường.

Begin


Xác định ma trận quyết định S = (S1,S2,…, Sn )T là vectơphương án n chiều Si = (Si1,Si2,…,Sij,…,Sim) , với Sij là phương án

i ứng với tiêu chí j

sj=max sijS

S’ij = 0 s'ij s'ij sj Xây dựng ma trận S’

S’ = (S’1,S’2,…, S’n )T là vectơphương án n chiều S’i = (S’i1,S’i2,…,S’ij,…,S’im)

Tính giá trị trung bình AV = (av1,av2,…, avn) với avj= s’ij

n

n

i=1

Xác định ma trận chênh lệch

Di= s'ij-avj

m

j=1

Đ

Xây dựng ma trận vectơ trọng số tiêu chí W = (W1,W2,…, Wn )T là vectơ trọng số n chiều

Wi = (Wi1,Wi2,…,Wij,…,Wim)

Tính giá trị trung bình vectơ trọng số

wj= wij n⁄n

i=1

Tìm phương án chọn d*=dp=min di

Tính tổng độ chênh lệch

Di= wj s'ij-avj

m

j=1

End


3.1. Bài toán đáp ứng yêu cầu phát triển kinh tế - xã hội a. Áp dụng sơ đồ thuật toán phương pháp bình quân

Hình 2 để giải quyết bài toán Bước 1: Xây dựng ma trận các nhóm phương án

Bảng 2. Kết quả khảo sát nhóm 1

Chuyên gia Tiêu chí

Kinh tế Xã hội Môi trường

1

2

3

4

5

6




1

2

3

4

5

6




1

2

3

4

5

6




1

2

3

4

5

6

Ghi chú: Dấu thể hiện tiêu chí đó được chọn, bỏ trống là không được chọn).

Ta có ma trận phương án S như sau:

S=

3 4 34 5 15 1 46 0 4

Bước 2: Thiết lập ma trận S’ bằng cách tính các Sij theo công thức:

s'ij =sij

sj0

với sj≠0sj=0 ; sj=max sij

Bước 3: Tính giá trị bình quân theo công thức:

avj=s'

ij

n

n

i=1

Bước 4: Tính độ chênh lệch giữa các phương án so với giá trị bình quân theo công thức :

Di= s'ij-avj

m

j=1

Bước 5: Tính tổng độ chênh lệch của mỗi phương án theo công thức ta có:

d1=0,55;d2=1,08; d3=0,63; d4=1 Bước 6: Tìm phương án chọn: d*=dp=min di Kết quả chương trình

Hình 4. Giao diện đánh giá phương pháp bình quân

Vậy phương án chọn là phương án 1, phương án 1 sẽ ưu tiên phát triển xã hội với mục đích là tối đa hóa nhu cầu lao động tại địa phương.

b. Áp dụng sơ đồ thuật toán phương pháp dựa vào trọng số tiêu chí Hình 3 để giải quyết bài toán Đối với phương pháp dựa vào trong số tiêu chí thì từ

bước 1 đến bước 4 sử dụng lại của phương pháp bình quân.Tiếp tục minh họa quá trình thực hiện từ bước 5 đến bước 8 như sau:

Bước 5: Xây dựng ma trận vectơ trọng số Bảng 6. Kết quả đánh giá chuyên gia

Tiêu chí Kết quả đánh giá các chuyên gia

i j 1 2 3 4 Kinh tế Xã hội 6 4 7 3

Môi trường 3 5 2 6 Môi trường Xã hội 2 1 4 5

Từ bảng kết quả so sánh, xây dựng ma trận W phản ánh


các mục đích cần đạt được của các thành viên trong nhóm ra quyết định như sau:

W=

6 3 24 5 17 2 43 6 5

Bước 6: Tính vectơ trọng số trung bình theo công thức:

wj= wij n⁄n

i=1

Bước 7: Tính tổng độ chênh lệch của mỗi phương án từ ma trận theo công thức :

Di= wj s'ij-avj

m

j=1

Bước 8: Tìm phương án chọn theo công thức d*=dp=min di

Kết quả chương trình

Hình 5. Giao diện đánh giá phương pháp vectơ

Vậy phương án chọn là phương án 3, là phương án thỏa mãn thành viên trong nhóm.

3.2. Bài toán đảm bảo phát triển bền vững

a. Áp dụng sơ đồ thuật toán phương pháp bình quân Hình 2 để giải quyết bài toán Dữ liệu đầu vào là các phương án được khảo sát, đánh

giá và tư vấn từ các chuyên gia gồm các bảng:




1

2

3

4

5

6




1

2

3

4

5

6




1

2

3

4

5

6




1

2

3

4

5

6

Tính toán tương tự bài toán đáp ứng yêu cầu phát triển kinh tế - xã hội, ta có kết quả thể hiện ở Hình 6.

Hình 6. Giao diện đánh giá phương pháp bình quân


b. Áp dụng sơ đồ thuật toán phương pháp dựa vàotrọng số tiêu chí Hình 3 để giải quyết bài toán

Với kết quả khảo sát từ các chuyên gia xây dựng ma trận vectơ trọng số trong Bảng 11.

Bảng 11. Kết quả đánh giá chuyên gia

Tiêu chí Kết quả đánh giá các chuyên gia

i J 1 2 3 4

Kinh tế Xã hội 6 4 7 3

Môi trường 3 5 2 6

Môi trường Xã hội 2 1 4 5

Tính toán tương tự bài toán đáp ứng yêu cầu phát triển kinh tế - xã hội, ta có kết quả thể hiển ở Hình 7.

Hình 7. Giao diện đánh giá phương pháp vectơ

4. Bàn luậnQua kết quả phân tích đánh giá ứng dụng mô hình hỗ

trợ ra quyết định trên nhóm kết hợp các phương pháp kết hợp nhóm cho thấy, việc sử dụng các phương pháp khác nhau tùy vào từng trình độ mức độ hiểu biết đối với các

nhóm khác nhau sẽ cho ra kết quả khác nhau. Việc áp dụng thuật toán bình quân sẽ giúp cho người quản lý dễ dàng và nhanh chóng tìm ra được phương án cuối cùng so với phương pháp vectơ trọng số. Việc tìm ra phương án tối ưu có thể được lặp đi lặp lại nhiều lần cho tới khi tìm được phương án tốt nhất và đạt được sự nhất trí cao của các thành viên trong nhóm.

5. Kết luậnBài báo đã đưa ra mô hình ra quyết định nhóm ứng dụng

mô hình xây dựng hệ hỗ trợ ra quyết định trên nhóm giải quyết bài toán quản lý đất, giúp các nhà quản lý có thể lựa chọn ra phương án tốt nhất từ tập các phương án nhờ vào các phương pháp kết hợp nhóm ứng với từng tiêu chí của các thành viên trong nhóm. Mỗi phương pháp có những ưu điểm và nhược điểm riêng, tuy nhiên kết quả cuối cùng nhằm giúp các thành viên trong nhóm tìm ra được phương án thỏa mãn nhất. Bên cạnh đó, qua nghiên cứu và ứng dụng hệ hỗ trợ ra quyết định nhóm cho thấy việc lựa chọn sử dụng nó đem lại một số thuận lợi là các ý kiến của thành viên độc lập với nhau, có thể trực tiếp trao đổi song song,... Tuy nhiên, khó khăn ứng dụng hệ hỗ trợ là cần có công nghệ cao và chế độ bảo mật tốt và không thực sự có hiệu quả cho giải quyết các vấn đề đơn giản.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Nguyen Van Hieu, Lev V. Utkin, Dang Duy Thang. A pessimistic

approach for solving a multi-criteria decision making. Proceeding of the Fourth International Conference on Knowledge and Systems Engineering (KSE 2012). No: 4. Pages: 121-127. Year 2012.

[2] Trần Quốc Nam (2003), Xây dựng mô hình cho hệ hỗ trợ ra quyết định trên nhóm, Luận văn thạc sĩ khoa học, Trường Đại học khoa học Tự Nhiên, Đại học Quốc gia TP. Hồ Chí Minh.

[3] Gerardine Desanctis, R.Brent Gallupe (1987), “ A Foundation for the study of group decision support systems,” Managememscience vol 33, No 5, may 1987.

[4] Nguyễn Văn Hiệu, Nguyễn Thanh Huyền, “Ứng dụng phương pháp phân tích thứ bậc vào bài toán quản lý tài nguyên rừng”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, Số: 1(62), Trang: 67-72. Năm 2013.

[5] UBND huyện Bình Tân (2010), Báo cáo về tình hình kinh tế - xã hội. [6] Nguyễn Hải Thanh (2008), Báo cáo tổng kết đề tài khoa học và

công nghệ cấp Bộ “Nghiên cứu thiết kế hệ hỗ trợ ra quyết định quy hoạch sử dụng đất”, mã số B2006-11-44, Trường Đại học Nông nghiệp Hà Nội.



NGHIÊN CỨU - CHẾ TẠO BỘ ĐO LƯU LƯỢNG BIOGAS KIỂU NHIỆT CHO ĐỘNG CƠ BIOGAS

DESIGNING AND MANUFACTURING THERMAL MASS FLOW METERS FOR BIOGAS ENGINES

Nguyễn Việt Hải1, Bùi Văn Ga2, Võ Anh Vũ1 1Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

2Bộ Giáo dục và Đào tạo; [email protected]

Tóm tắt - Sử dụng nhiên liệu biogas cho động cơ đốt trong là mộtđề tài được sự quan tâm của nhiều nhà khoa học. Để nâng caohiệu quả sử dụng biogas trong động cơ, chúng ta cần chế tạo bộphụ kiện có tính năng tốt hơn. Vì vậy, bài báo này trình bày kết quảnghiên cứu - chế tạo bộ đo lưu lượng biogas kiểu nhiệt cho độngcơ biogas và phương pháp hiệu chỉnh lưu lượng kế. Hệ thống đohệ số tương đương của động cơ dual fuelbiogas diesel được lắpđặt với 2 cảm biến lưu lượng kiểu sợi nóng của động cơ ô tô. Mốiquan hệ giữa hệ số thực tế nhận được nhờ phân tích khí sau bộtạo hỗn hợp và tỉ số điện áp đầu ra của hai cảm biến cho phép taxác định được hệ số chuẩn của hệ thống đo. Kết quả nghiên cứuđược áp dụng để đo lưu lượng biogas cung cấp cho động cơ phụcvụ thí nghiệm.

Abstract - The use of Biogas fuel for internal combustion engine is an issue of great interest to scientists. To increase the efficiency of biogas engines ,we need to manufacture the kit which has better features. This article shows that the use of thermal mass flow meters for biogas engines and flow meter calibration method. A system of measuring equivalence ratio φ of biogas diesel dual fuel engine is established by 2 hot wire sensors of the automobile. The relationship between real φ given by gas analysis in downstream of mixer and ratio of output voltage of the two sensors allows us to determine calibrated coefficient of the system. The research result can be used to measure the flow of biogas for the engines used in experiments.

Từ khóa - biogas; biogas-diesel; động cơ; phương pháp đo; bộ đolưu lượng.

Key words - Biogas; biogas-diesel; engine; measurement methods; flow meters.

1. Giới thiệuViệc chuyển đổi động cơ xăng dầu truyền thống sang

động cơ sử dụng biogas có ý nghĩa rất quan trọng đối với việc tiết kiệm nhiên liệu hóa thạch và bảo vệ môi trường ở nông thôn nước ta. Mặt khác, việc sử dụng các động cơ chạy bằng biogas còn góp phần giảm chi phí sản xuất nông nghiệp, nâng cao chất lượng cuộc sống, thực hiện chương trình nông thôn mới mà Nhà nước ta đang tiến hành.

Nhóm GATEC của Đại học Đà Nẵng đi tiên phong trong việc phát triển các bộ phụ kiện đơn giản nhằm cải tạo các động cơ truyền thống thành động cơ biogas. Đây là các bộ phụ kiện kiểu cơ khí, điều chỉnh công suất động cơ theo các nguyên lý cổ điển của cơ học, vì vậy hiệu quả hoạt động có giới hạn [1].

Để nâng cao hiệu quả sử dụng biogas trong động cơ, chúng ta cần chế tạo bộ phụ kiện có tính năng tốt hơn dựa trên các thành tựu về Điện tử và Công nghệ Thông tin. Một trong những vấn đề cần giải quyết theo hướng này là phát triển bộ đo lưu lượng biogas kiểu điện để xác định lưu lượng khí biogas cung cấp cho động cơ đốt trong [2], [3].

2. Bộ đo lưu lượng biogas kiểu điện2.1. Các dạng lưu lượng kế kiểu nhiệt

Sự phụ thuộc của tổn thất nhiệt giữa sợi nóng do đối lưu của dòng lưu chất chảy bao quanh được sử dụng rộng rãi để đo lưu lượng của lưu chất. Đây được gọi là phương pháp lưu lượng kế kiểu nhiệt. Phương pháp màng mỏng nóng dựa trên cùng nguyên lý nhưng thay thế sợi nóng bằng màng mỏng nóng [4], [5].

Có ba dạng lưu lượng kế nhiệt [4], [5]: • Lưu lượng kế nhiệt đo hiệu ứng của lưu chất chảy

trên vật thể nóng (tăng công suất làm nóng khí, giữ nguyên

nhiệt độ hay giảm nhiệt độ khi giữ nguyên công suất làm nóng). Lưu lượng nhiệt kiểu này gọi là sợi nóng, cảm biến màng nóng hay cảm biến vật thể nóng.

• Lưu lượng kế nhiệt đo sự dịch chuyển profin nhiệtđộ xung quanh vật thể làm nóng ở đó ta cho dòng chảy đi qua thành. Lưu lượng dòng chảy được mô-đun hóa. Lưu luợng kiểu này là calorimetric.

• Lưu lượng kế nhiệt đo thời gian đi của xung nhiệtqua khoảng cách biết trước. Lưu lượng kiểu này là time of light. 2.2. Kết cấu của lưu lượng kế kiểu nhiệt

Phần sau đây sẽ giới thiệu các bộ phận của lưu lượng kế kiểu nhiệt.

a. Ống dẫn dòng

Hình 1. Giới thiệu dạng ống dẫn dòng loại Nozzle (a) và loại Venturi (b) [4]

Ống dẫn dòng có dạng vòi phun hay họng Venturi như Hình 1. Mục đích của ống dẫn dòng là nâng cao tốc độ dòng chảy để tăng độ chính xác của phép đo lưu lượng [4], [5].

b. Bộ phận cảm biếnCác bộ phận của cảm biến và thông số kỹ thuật của nó

được trình bày trong Bảng 1.

36 Nguyễn Việt Hải, Bùi Văn Ga, Võ Anh Vũ

Bảng 1. Giới thiệu kích thước tiêu biểu của màng nóng và sợi nóng

Các tham số Sợi nóng Màng nóng

Loại cảm biến Sợi nóng Platinum (đường kính 70 mμ )

Màng nóng Platinum

(Phủ alumina)

Chế độ hoạt động Sưởi liên tục trong không khí

Nhiệt độ làm việc -30 đến 200oC

Đặc tính Phi tuyến tinh

Độ chính xác [%] ±4 ±2

Thời gian đáp ứng [ms] <5 12

Độ nhạy [mV kg-1.h-1]

1 5

c. Mạch điện của cảm biếnCảm biến được mắc vào một nhánh của cầu Wheatstone

như Hình 2. Trong mạch này điện trở R3 và R4 lớn hơn điện trở R1. Vì vậy dòng điện đi qua R1 hầu như không phụ thuộc vào thay đổi của cảm biến R1. Khi đặt cảm biến trong dòng chảy của lưu chất thì nó được làm mát, dẫn đến sự thay đổi điện trở và cầu mất cân bằng sản sinh ra điện áp Vo. Điện áp này có mối quan hệ với lưu lượng. Vì rằng điện áp Vo nhỏ nên cần được khuếch đại trước khi ghi nhận.

Hình 2. Sơ đồ nguyên lý mạch cầu Wheastone

Hình 3. Đường cong quan hệ giữa lưu lượng và điện áp ra của cảm biến (a) và (b)

Biến thiên điện áp theo lưu lượng thực tế có dạng hàm bậc 2 (Hình 3a). Quan hệ này có thể được tuyến tính hóa dễ dàng nhờ sử dụng bộ khuếch đại AD534 (Hình 3b). Phương pháp này giúp giảm sai số của phép đo ở vùng lưu lượng thấp. 2.3. Truyền nhiệt giữa dòng lưu chất và cảm biến của lưu lượng kế

Tín hiệu vật lý ghi nhận của quá trình trao đổi giữa lưu chất và cảm biến được thể hiện dưới dạng nhiệt. Có rất nhiều dạng tín hiệu nhiệt: nhiệt độ, nhiệt lượng, nhiệt trở. Trao đổi nhiệt giữa lưu chất và sợi nóng hay màng mỏng nóng được thực hiện bằng ba phương thức của quá trình truyền nhiệt: dẫn nhiệt, đối lưu, bức xạ. Hai quá trình đầu có thể được mô tả bằng phương trình tổng quát của quá trình đối lưu - khuếch tán, đó là hệ phương trình gồm phương trình động lượng, phương trình năng lượng và phương trình bảo toàn khối lượng [3].

Bảo toàn khối lượng: phương trình liên tục

( ) 0p vt

ρ∂+∇ =

∂ (1)

Bảo toàn động lượng: Phương trình Navier – Stokes2v v v p v g

tρ η ρ∂

+ ∇ = −∇ + ∇ +∂

(2)

Bảo toàn năng lượng: Phương trình năng lượng

2 'T qv T Tt c c

λρ ρ

⎛ ⎞∂+ ∇ = ∇ +⎜ ⎟∂ ⎝ ⎠

(3)

Trong đó: η là độ nhớt động của lưu chất. Trường nhiệt độ và công suất nhiệt là nghiệm số của 3 phương trình trên.

Trong thực tế kỹ thuật để thiết kế cảm biến lưu lượng kiểu nhiệt, truyền nhiệt đối lưu chất có thể biểu diễn dưới dạng đơn giản sau đây:

Q A Tε= Δ (4) Trong đó:

- ( W )Q : là lưu lượng truyền nhiệt hay công suất nhiệt;

- ε: là hệ số truyền nhiệt giữa mặt trống A và lưu chất; - TΔ : là chêch lệch nhiệt độ giữa vật nóng và môi trường.

Chỉ số Nusselt Nu không thứ nguyên mô tả truyền nhiệt có mối quan hệ với ε bởi biểu thức sau:

NuLλε = (5)

Trong đó: L là chiều dài đặc trưng. Đó là chiều dài L của đĩa phẳng, đường kính thủy lực của ống Dh hay một nửa chu vi của sợi nóng. 2.4. Các yếu tố vật lý ảnh hưởng đến kết quả đo lưu lượng bằng cảm biến sợi nóng và màng mỏng nóng

a. Sự xáo trộn trường tốc độ tại vị trí cảm biếnCảm biến sợi nóng và màng mỏng nóng dựa vào điểm

đo tốc độ (Hình 2). Vì vậy, kết quả đo phụ thuộc sự xáo trộn tốc độ bên trong ống dẫn, đặc biệt là tại vị trí đặt cảm biến. Giảm thiểu sự xáo trộn của dòng chảy tại cảm biến sẽ làm tăng độ chính xác của kết quả đo lưu lượng dòng chảy [3], [4].


b. Sự phụ thuộc nhiệt độ của các tính chất lưu chấtHầu hết các tính chất lưu chất phụ thuộc nhiệt độ. Mặt

khác quá trình truyền nhiệt phụ thuộc tính chất của lưu chất. Do đó, để đảm bảo độ chính xác của phép đo, chúng ta phải đo nhiệt độ lưu chất tại khu vực đặt cảm biến, đồng thời giữ nhiệt độ cảm biến cố định khác biệt với nhiệt độ lưu chất để hạn chế ảnh hưởng của nhiệt độ đến kết quả đo [3], [4]. 2.5. Giải hệ phương trình

Để tính toán chính xác cảm biến lưu lượng kiểu nhiệt, chúng ta phải giải ba phương trình này với ba ẩn số nhiệt độ, tốc độ và công suất nhiệt. Từ đó, ta có thể tìm được lưu lượng đi qua tiết diện đo.

Từ phương trình 3, ta có: QQ A T

A Tε ε= Δ ⇒ =

Δ (6)

Từ (5) Nu được xác định theo công thức sau: LN u N u

Lλ εε

λ= ⇒ = (7)

Ta chọn cảm biến lưu lượng là sợi và lưu chất là chảy tầng, nên:

( )3

33

30.664 Re Pr Re

0.664 Prlam

lamNuNu = ⇒ =

(8)

với 10<Re<107 và 0.6<Pr<1000 Xác định được tốc độ dòng chảy qua cảm biến:

ReRe vL vL

νν

= ⇒ = (10)

Khi có tốc độ dòng chảy và nhiệt độ của lưu chất, chúng ta tính toán được lưu lượng qua tiết diện lưu thông của ống dẫn cho trước.

3. Chế tạo bộ đo lưu lương3.1. Chọn cảm biến lưu lượng

Trong nghiên cứu này chúng tôi chọn cảm biến lưu lượng có sẵn trên ô tô Mazda để lắp đo lưu lượng khí biogas cung cấp cho động cơ.

Hình 4. Cảm biến lưu lượng biogas 3.2. Nguyên lý làm việc của cảm biến đo lưu lượng

Sơ đồ nguyên lý của hệ thống đo lưu lượng của ô tô Mazda như Hình 3.2:

Hình 5. Sơ đồ nguyên lý của hệ thống đo lưu lượng của ô tô Mazda

Nguyên lý làm việc: Trong cảm biến, lưu lượng khí nạp thực tế, dây sấy

được mắc trong một mạch cầu. Đặc điểm của mạch cầu này là điện thế tại điểm A và B bằng nhau khi tích của điện trở tính theo đường chéo bằng nhau: (Ra+R3) X R1=Rh X R2.

Khi dây sấy Rh được làm mát bằng khí nạp vào, điện trở cho kết quả là tạo ra sự chênh lệch điện thế giữa hai điểm A và B. Một bộ khuếch đại hoạt động sẽ nhận biết sự chênh lệch này và điều chỉnh tăng giá trị điện áp cấp đến mạch này (tăng dòng điện chạy qua dây sấy Rh). Khi đó nhiệt độ của dây sấy lại tăng lên, kết quả là làm điện trở tăng cho đến khi điện thế giữa hai điểm A và B trở nên cân bằng (tức là độ chênh lệch điện thế bằng không).

Bằng cách sử dụng đặc tính này của mạch cầu, cảm biến lưu lượng khí nạp có thể đo được khối lượng khí nạp nhờ nhận biết điện áp tại điểm B.

Trong hệ thống này, nhiệt độ của dây sấy (Rh) được duy trì liên tục ở nhiệt độ không đổi cao hơn nhiệt độ của khí nạp, bằng cách sử dụng nhiệt điện trở (Ra). Do đó, có thể đo được khối lượng khí nạp một cách chính xác.

3.3. Kết nối tín hiệu đầu ra của cảm biến với máy tính Tín hiệu đầu ra cảm biến động cơ kết nối thông qua card

Ni 6009 vào phần mềm Labview theo lược đồ Hình 7. Để có thể ghi tín hiệu của cảm biến lưu lượng, chúng ta

phải thiết lập giao diện trong Labview như Hình 6.

Hình 6. Giao diện người sử dụng

1. Tốc độ động cơ; 5. Độ mở bướm ga; 2. Ghi thànhphần % thể tích CH4; 3. Công suất động cơ; 7. Lưu lượng biogas; 4. Ghi giá trị k hiệu chỉnh.

38 Nguyễn Việt Hải, Bùi Văn Ga, Võ Anh Vũ

Hình 7. Sơ đồ thuật toán truyền nhận tín hiệu giữa LabVIEW và thiết bị

3.4. Chuẩn cảm biến lưu lượng Trước khi sử dụng các lưu lượng kế để đo lưu lượng khí

biogas cấp cho động cơ, phương pháp chuẩn dựa trên nguyên tắc sử dụng lưu lượng kế chuẩn có sẵn mắc nối tiếp trên đường lưu chất đi qua cảm biến.

Trong nghiên cứu này chúng tôi chọn lưu lượng kế chuẩn kiểu bong bóng xà phòng. Đây là lưu lượng kế chuẩn đơn giản nhưng chính xác. Hình 8 giới thiệu sơ đồ nguyên lý của lưu lượng kế chuẩn kiểu bong bóng xà phòng. Lưu lượng kế gồm ống thủy tinh trong suốt có đường kính 100mm, chiều cao 1000mm được chia độ theo chiều cao. Ống được lắp thẳng đứng với bình chứa, trong đó đựng nước xà phòng. Lưu chất được dẫn vào lưu lượng kế qua bình chứa nước xà phòng.

Nguyên lý làm việc đơn giản như sau: Khi dòng khí đi qua, bong bóng xà phòng sẽ được đẩy từ dưới lên trên. Theo dõi sự dịch chuyển của một bong bóng xà phòng qua các độ chia trên ống thủy tinh và dùng đồng hồ bấm giây xác định khoảng thời gian bóng bóng xà phòng đi qua độ chia đầu tiên và độ chia cuối cùng. Từ đó ta có lưu lượng thực tế của dòng khí.

Hình 8. Lưu lượng kế chuẩn kiểu bong bóng xà phòng

Hình 9 giới thiệu sơ đồ hệ thống chuẩn cảm biến lưu lượng. Lưu lượng không khí được tạo bởi quạt thổi với tốc độ khác nhau nhờ bộ biến tần. Đối với biogas thì dòng lưu chất được tạo ra nhờ áp suất của túi chứa khí. Cảm biến lưu lượng được lắp phía trước cảm biến chuẩn kiểu bóng bóng xà phòng. Tín hiệu đầu ra của cảm biến lưu lượng được chuyển vào máy tính thông qua card NI6009 và phần mềm Labview.

Hình 9. Sơ đồ hệ thống chuẩn cảm biến lưu lượng

Ta có quan hệ giữa lưu lượng khí với điện áp đầu ra của cảm biến lưu lượng như Hình 10. Kết quả này được tích hợp vào phần mềm Labview để chuyển tín hiệu điện của cảm biến lưu lượng thành lưu lượng của lưu chất.

Hình 10. Đặc tuyến quan hệ điện áp V và lưu lượng biogas Q

Từ kết quả thực nghiệm, quan hệ giữa điện áp V đo được từ mạch đo và lưu lượng biogas Q đi bộ đo lưu lương được thể hiện trên Hình 3.9. Bằng phương pháp xấp xỉ, quan hệ V – Q được xác định bởi biểu thức (11):

Q=0.7538*V3-2.8594*V2+0.5907*V+4.42 (11) Trong đó: - V [V]: điện áp xác định từ mạch đo; - Q [kg/h]: lưu lượng biogas đi qua bộ đo.

4. Kết luậnKết quả nghiên cứu của bài báo cho ta rút ra một số kết

luận sau: - Có thể sử dụng cảm biến lưu lượng có sẵn trên ô tô để

cải tạo thành các cảm biến đo lưu lương khí biogas cung cấp cho động cơ biogas.

- Lưu lượng kế kiểu điện có độ chính xác cao, tín hiệu đầu ra dưới dạng điện áp, nên thuận lợi trong việc thiết lập hệ thống điều khiển tự động.

- Trong điều kiện nước ta, việc chế tạo lưu lượng kế kiểu nhiệt gặp khó khăn về mặt kỹ thuật. Do đó, việc cải tạo lưu lượng kế kiểu nhiệt trên các loại ô tô có kích thước phù hợp để áp dụng trên động cơ biogas là rất thiết thực.


TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Bùi Văn Ga, Nguyễn Văn Anh, Nguyễn Việt Hải, Võ Anh Vũ, Bùi

Văn Hùng, “Phát triển phương pháp đo hệ số tương đương ϕ của động cơ dual fuel biogas diesel”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ Đại học Đà Nẵng, số 05(90).2015, tr 43-46.

[2] Bùi Văn Ga , Nguyễn Văn Anh, Nguyễn Việt Hải, Võ Anh Vũ, Bùi Văn Hùng (2015), “Đo thực nghiệm hệ số tương đương φ và nghiên cứu ảnh hưởng nó đến tính năng công tác của động cơ dual fuel biogas-diesel”, Tuyển tập công trình Hội nghị khoa học Cơ học Thủy Khí toàn quốc năm 2015, tr 225-232.

[3] Võ Anh Vũ (2014), Nghiên cứu xác định ảnh hưởng độ đậm của hỗn hợp đến tính năng của động cơ sử dụng biogas, Luận văn thạc sỹ kỹ thuật, Đại học Đà Nẵng.

[4] Richard Thorn, Adrian Melling, Herbert Köchner, Reinhard Haak, Zaki D. Husain, Donald J. Wass, David Wadlow, Harold M. Miller, Halit Eren, Hans-Peter Vaterlaus, Thomas Hossle, Paolo iordano, Christophe Bruttin, Wade M. Mattar, James H. Vignos, Nam-Trung Nguyen, Jesse Yoder, Rekha, Philip-Chandy, Roger Morgan, Patricia J. Scully (1999), Flow Measurement.

[5] Roger C.Baker – Industrial designs (2000), Handbook Flow Measurement, Operating priciples, Performance and Application.


40 Nguyễn Thùy Linh, Lê Thị Minh Châu, Trần Đình Long

KHẢO SÁT, ĐÁNH GIÁ MỘT SỐ THÔNG SỐ VẬN HÀNH CỦA ĐIỆN MẶT TRỜI LẮP MÁI NỐI LƯỚI TẠI KHU VỰC MIỀN TRUNG VIỆT NAM

SURVEYING AND EVALUATING SOME OPERATING PARAMETERS OF GRID-CONNECTED ROOFTOP PV IN CENTRAL REGION OF VIETNAM

Nguyễn Thùy Linh2, Lê Thị Minh Châu1, Trần Đình Long1 1Trường Đại học Bách khoa Hà Nội

2Trường Đại học Phạm Văn Đồng - Quảng Ngãi

Tóm tắt - Điện mặt trời lắp mái nối lưới với những ưu điểm vượttrội của nó ngày càng chứng tỏ khả năng cạnh tranh mạnh mẽvới các nguồn điện truyền thống. Điện mặt trời lắp mái nối lưới sẽtrở thành nguồn cung cấp năng lượng bền vững cho các ngôi nhàthông minh trong tương lai. Bài báo trình bày một số kết quả khảosát, nghiên cứu về điện mặt trời lắp mái nối lưới tại khu vực MiềnTrung Việt Nam, trong đó giới thiệu về cấu trúc và thông số cơbản của các phần tử chính trong hệ thống, số liệu đo đạc đượctrong thời gian khảo sát, kết quả xử lí số liệu đo, xây dựng một sốđặc tính vận hành đặc trưng và những nhận xét đánh giá về điệnmặt trời lắp mái nối lưới tại Miền Trung Việt Nam.

Abstract - Grid connected rooftop PV with its considerable advantages more and more shows the competitive capability with other traditional forms of energy and grid connected rooftop PV will become a sustainable source of power supply for smart houses in the future. The paper presents some survey results of the pilot project carried in Central region of Vietnam concerning the structure and some basic operating parameters of the principal elements of rooftop PV installations, the database collected in the period of the survey, results of treating collected database, building some operational characteristics and evaluations of the network connected rooftop PV in Central region of Vietnam.

Từ khóa - điện mặt trời lắp mái nối lưới; môđun quang điện; bộbiến đổi; công suất đỉnh; lưới phân phối

Key words - grid-connected rooftop PV, photovoltaic module, inverter, peak power, distribution network

1. Đặt vấn đềNguồn điện mặt trời lắp mái nối lưới (ĐMTLMNL)

trong những năm gần đây đã phát triển rất mạnh mẽ trên toàn thế giới nhờ những ưu điểm vượt trội: (1) không chiếm đất để lắp đặt; (2) suất đầu tư (đồng/kWp) ngày càng giảm, giá thành điện năng (đồng/kWh) giảm nhanh, tính cạnh tranh với các nguồn điện truyền thống ngày càng cao; (3) là nguồn điện tĩnh, vận hành đơn giản và tin cậy, chi phí bảo dưỡng thấp; (4) điện phát ra từ các môđun quang điện có thể sử dụng trực tiếp cho nhu cầu của gia đình hoặc phát vào lưới thông qua inverter mà không cần tích trữ vào acqui; (5) việc loại bỏ các bộ acqui tích trữ năng lượng làm giảm đáng kể tiền đầu tư, chi phí vận hành bảo dưỡng và loại trừ các tác động xấu của acqui đến môi trường; (6) các phần tử chính trong hệ thống như môđun quang điện, inverter, công tơ 2 chiều, các thiết bị phụ trợ…đều có thể chế tạo được ở trong nước; (7) che nắng và giảm bớt nóng cho tầng áp mái của tòa nhà; (8) nếu có chính sách giá điện hợp lí, ĐMTLMNL sẽ có cơ hội phát triển nhanh và trở thành nguồn cung cấp năng lượng bền vững cho các tòa nhà thông minh trong tương lai.

Trong những năm gần đây, Việt Nam đã xuất hiện hàng trăm công trình ĐMTLMNL được lắp đặt tại nhà ở, trường học, cơ quan, các tòa nhà thương mại. Năm 2015, Hội Điện lực Việt Nam (VEEA) phối hợp với Tổng công ty Điện lực Miền Trung (EVNCPC), Cục Điều tiết Điện lực (ERAV) và Hiệp Hội đồng Quốc tế Đông Nam Á (ICA -SEA) đã tiến hành đề án nghiên cứu thí điểm về ĐMTLM nối lưới tại Việt Nam với các nội dung:

1) Lựa chọn một số đối tượng điển hình để nghiêncứu: nhà ở tư nhân ở các miền (Bắc, Trung, Nam) có công suất lắp đặt 1 - 5kWp, nhà công cộng có công suất lớn

hơn. 2) Lắp đặt các thiết bị đo đếm chuyên dùng (công tơ

điện tử 2 chiều, thiết bị đo sóng hài, cường độ bức xạ, nhiệt độ làm việc của mô-đun PV, điều kiện môi trường…) để theo dõi thường xuyên và lâu dài hoạt động của các công trình ĐMTLM nối lưới.

3) Truyền và xử lí tập trung các dữ liệu đo đếm đượctại EVNCPC nhằm:

- Xác định các thông số vận hành thực tế so với tính toán thiết kế: công suất và điện năng phát cực đại, cực tiểu trong năm, thời gian hoạt động trong ngày…

- Xây dựng các đặc tính điển hình: biểu đồ phát công suất của ĐMT và phụ tải tiêu thụ của gia đình; biểu đồ trao đổi công suất trong ngày giữa lưới điện và phụ tải (nhà ở); độ biến thiên điện áp tại điểm kết nối và lượng sóng hài có thể xuất hiện theo công suất phát của ĐMT ảnh hưởng đến lưới phân phối địa phương.

- Ghi nhận những thông số khác: nhiệt độ, độ ẩm, số ngày mưa… liên quan đến hoạt động của ĐMT.

4) Nghiên cứu tác động của giá điện (giá theo thờiđiểm sử dụng - TOU và giá điện bậc thang) đến chỉ tiêu tài chính của các công trình ĐMTLM nối lưới, từ đó đề xuất những kiến nghị liên quan đến việc hỗ trợ giá nhằm khuyến khích phát triển ĐMTLM nối lưới tại Việt Nam.

Một số nội dung và kết quả ban đầu của Đề án thí điểm này sẽ được giới thiệu trong bài báo.

2. Cấu trúc và thông số kỹ thuật cơ bản các phần tửchính

Sơ đồ cấu trúc (a) và sơ đồ lắp đặt thiết bị để thu thập dữ liệu từ xa (b) của hệ thống ĐMTLMNL được giới thiệu ở Hình 1.


(a) (b)Hình 1. Hệ thống điện mặt trời lắp mái nối lưới:

a) Sơ đồ cấu trúc; b) Sơ đồ lắp đặt thiết bị để thu thập dữ liệu từ xa

Có 4 công trình ĐMTLMNL được lựa chọn để khảo sát tại thành phố Đà Nẵng. Các thiết bị đo chuyên dụng và thiết bị thông tin được lắp đặt thêm trong các công trình này để phục vụ cho mục đích nghiên cứu (Hình 1b). Công tơ 1 có lắp thêm modem để đo thông số đầu ra của môđun PV, công tơ 2 là công tơ 2 chiều cũng kết nối qua moderm để đo điện năng trao đổi với lưới điện. Số liệu thu thập từ thiết bị đo của đối tượng khảo sát được truyền về trung tâm xử lí dữ liệu của Tổng công ty Điện lực Miền Trung (EVNCPC) để lưu trữ và xử lí. Thông số kỹ thuật cơ bản của các phần tử chính bao gồm: (1) thông số chung của công trình; (2) thông số của môđun PV; (3) inverter; (4) hệ thống đo lường giám sát trong các công trình được khảo sát giới thiệu trong Bảng 1. Bảng 1. Thông số kỹ thuật của các phần tử chính trong các công

trình ĐMTLMNL được khảo sát

Tính năng/ Thông số Đơn vị

Công trình 1 2 3 4

1. Thông sốchung - Công suất lắp đặt

kWp 1 1 1,5 5

- Diện tích lắp đặt

m2 6.5 6.5 9.7 35

- Tổng chi phí đầu tư

triệu VNĐ 30 55 80 182,5

- Thời gian bắt đầu vận hành

tháng/ năm

12/ 2015

09/ 2015

08/ 2015

02/ 2016

2. Môđun PV- Loại Đa C-Si - Công suất danh định (Pmax)

Wp 230 250 250 250

- Điện áp ở Pmax (Vmp) V 29.6 29.6 30.2 30.2

- Dòng điện ở Pmax (Imp) A 7.79 7.79 8.28 8.28

- Điện áp hở mạch (Voc) V 37.0

2 37.0

2 37.7 37.7

- Dòng ngắn mạch (Isc) A 8.34 8.34 8.37 8.37

- Hiệu suất modul % 95 95 95 95

- Điện áp vận hành tối đa V 1000 1000 1000 1000

3. Inverter

- Loại Invertor CPC/IT (Việt Nam)

AST (Việt Nam)

a. Đầu vào DC- Công suất DC tối đa (cosφ = 1) W 300 3 1400 5000

- Điện áp đầu vào tối đa V 48 48 96 500

- Dải điện áp tại điểm công suất cực đại (MPP) 250C/500C

V 16 - 48

16 - 48

52 - 96

250 -450

- Điện áp đầu vào danh định V 39 39 62 350

- Dòng đầu vào tối đa (IDCmax) A 27 27 27 15

b. Đầu ra AC

- Công suất danh định ở 250C/500C

VA 250 250 1200 4500

- Điện áp danh định đầu ra V 229 229 228 225

- Tần số danh định Hz 50 50 50 50

- Dòng đầu ra tối đa A 1.2 1.2 7.5 25

- Hệ số sóng hài tối đa % <3% <3% <3% <3%

- Số pha dòng điện - 1 1 1 1

- Hiệu suất tối đa % 96 96 97 97

Côngtơ EVN

Lưới EVN

Inverter

Dàn pin mặt trời

Công tơ khảo sát DT01M80

(RMR Turbojet )

Hộ tiêu thụ

Công tơ khảo sát DT01M80

(RMR Turbojet )

Vị trí lắp đặt các thiết bị đo bổ sung


4. Hệ thống đolường, giám sát - Điện áp chuỗi modun PV V 39 39 52 350

- Dòng điện chuỗi modun PV

A 1.3 1.3 3 13

- Điện áp DC đầu vào Invertor V 39 39 52 350

- Dòng điện DC đầu vào Invertor A 1.3 1.3 3 12.5

- Điện áp AC đầu ra Invertor V 227 227 228 225

- Dòng điện AC đầu ra Invertor A 0.2 0.2 0.7 22

- Bức xạ mặt trời

kWh/m2

/năm 4.9 - 5.7

- Nhiệt độ môi trường

0C 25 25 22 34

- Sai số đo lường điện % 1 1 1 1

Thời gian đo lường, giám sát phút 60 60 60 60

3. Các số liệu thu thậpCác số liệu thu thập từ hệ thống đo lường được giới

thiệu tại mục 3 Bảng 1. Từ các dữ liệu đo lường này có thể xây dựng các đặc

tính vận hành của công trình ĐMTLMNL, trong đó: biểu đồ phát công suất theo ngày của môđun PV, biểu đồ phụ tải ngày của hộ tiêu thụ, công suất trao đổi với hệ thống, điện áp tại điểm đấu nối…

Hình 2 giới thiệu biểu đồ của ngày PV phát công suất lớn nhất (a) và bé nhất (b) cùng với biến thiên điện áp tại điểm đấu nối trong ngày tương ứng (c và d) ở công trình 4 trong thời gian khảo sát.

a) PPvmax = 4.4kW (30/08/2016) b) PPvmin = 1.01 kW (13/05/2016)

c) Điện áp U (30/08/2016) d) Điện áp U (13/05/2016)Hình 2. Biểu đồ của ngày PV phát công suất lớn nhất (a) và bé nhất (b) cùng với biến thiên điện áp

tại điểm đấu nối trong ngày tương ứng của công trình 4

4. Xử lí số liệu thống kê và xây dựng một số đặc tínhvận hành đặc trưng

Để đánh giá được các chỉ tiêu kinh tế - kỹ thuật của công trình ĐMTLMNL, cần xác định một số thông số và biểu đồ vận hành đặc trưng trong năm, trong đó có biểu đồ ngày phát công suất cực đại và cực tiểu, giá trị công suất phát trung bình (kì vọng) cho từng giờ trong ngày của từng tháng (mùa) trong năm, giới hạn dao động điện áp tại điểm đấu nối trong quá trình vận hành.

Công suất phát của các môđun PV thay đổi liên tục theo thời gian, phụ thuộc vào rất nhiều yếu tố ngẫu nhiên.

Vì vậy biến thiên của một đại lượng ngẫu nhiên X nào đó cần khảo sát khi có nhiều đối tượng được nghiên cứu đồng thời, có thể được xem như có qui luật biến thiên theo phân bố chuẩn (Normal Distribution Function) với kì vọng (giá trị trung bình hoặc trung tâm phân bố) M[X] được xác định:

M[X] = mx =Σ xi / n (1) Trong đó: xi - giá trị đo được trong khảo sát thứ i;

n - số lần khảo sát được thực hiện. Độ tán xạ của X được xác định:

Điện áp ngày 30/08


D[X] = 2σ = M[X - mx]2 = Σ (xi - mx)2/n (2) Trong đó: σ - sai số (độ lệch) trung bình bình phương

của đại lượng ngẫu nhiên. Vì công suất đặt của các công trình ĐMTLMNL rất

khác nhau, nên để có thể đánh giá một cách tổng quát, các đại lượng được khảo sát được qui về hệ đơn vị tương đối (pu): Công suất: P* = P/Pcb (3)

Trong đó: P - công suất đo được (kW); Pcb - công suất cơ bản được chọn bằng công suất đặt của dàn PV (kWp).

Điện áp: U* = U/Ucb = U/Udđ (4)

Thời gian: t* = t/tcb (5) Trong đó, thời gian cơ bản là khoảng thời gian khảo

sát (tcb = 24h đối với biểu đồ ngày và tcb =8760h đối với biểu đồ năm). 4.1. Số liệu về công suất và điện năng phát của công trình ĐMTLMNL

Bảng 2 giới thiệu kì vọng và độ tán xạ của công suất phát theo giờ trong ngày của tháng khảo sát được lựa chọn (08/2016) của công trình ĐMTLMNL số 4 tại thành phố Đà Nẵng.

Bảng 2. Trị số của kì vọng mp và sai số trung bình bình phương pσ của công suất phát theo ngày tại

công trình số 4 trong tháng 08/2016 (Pcb = Pđ = 5kWp)

Giờ 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 mP* 0.02 0.11 0.28 0.44 0.51 0.62 0.59 0.55 0.44 0.29 0.15 0.06 0.01

*Pσ 0.01 0.03 0.07 0.12 0.13 0.13 0.17 0.18 0.16 0.13 0.08 0.03 0.01

Hình 3 giới thiệu biểu đồ phát công suất trung bình ngày của các công trình ĐMTLMNL được khảo sát tại thành phố Đà Nẵng trong tháng 08/2016.

Hình 3. Biểu đồ công suất trung bình ngày của các công trình ĐMTLMNL được khảo sát tại thành phố Đà Nẵng (tháng

08/2016) Nhận xét, đánh giá: Sau khi xử lí các số liệu đo đạc thu thập được, có thể

xây dựng các đặc tính vận hành của các công trình ĐMTLMNL tại từng địa phương được khảo sát và đánh giá được các thông số quan trọng sau đây:

- Công suất phát cực đại Pmax của dàn PV tương ứng là 0.3kW (công trình 1), 0.8kW (công trình 2), 1.17kW (công trình 3), 4.4kW (công trình 4).

- Điện năng trung bình ngày trong tháng khảo sát:

Atb = (Σ Pi*ti)Pđ (6)

Trong đó: Pi*- công suất phát (pu) trong giờ ti; i = (6-

18) là khoảng giờ môđun PV có thể phát công suất trongngày; Pđ - công suất đặt của công trình.

- Điện năng PV phát vào giờ cao điểm và tỉ lệ giữa điện năng phát vào giờ cao điểm so với tổng điện năng PV phát trong ngày, từ biểu đồ Hình 3 có thể nhận thấy:

+ Giá trị cực đại của công suất trung bình ngày: Ptbngmax≅ 50%Pđ

+ Khoảng thời gian (giờ) phát các mức công suất cao hơn 10%Pđ, 30%Pđ, 40%Pđ trong ngày tương ứng là 9.5, 6, 2.

+ Điện năng trung bình ngày trong tháng khảo sát là: Atbng = 3.16Pđ

+ Điện năng Acđ phát trong giờ cao điểm (9h30 -11h30) trong tháng khảo sát tương ứng là: Acđ = 0.85Pđ

- Theo biểu đồ phụ tải thực tế của HTĐ Việt Nam trong năm 2015 [5] đã xuất hiện cao điểm trưa thứ 2 từ 13h đến 16h, nếu tính thêm khoảng giờ cao điểm thứ 2 này thì điện năng phát trong giờ cao điểm:Acđ = 1.67Pđ

- Tỷ lệ điện năng phát trong giờ cao điểm so với điện năng phát trung bình ngày theo qui định hiện hành về giờ cao điểm là: Acđ/Atbng≅ 27%

- Nếu xét theo giờ cao điểm của biểu đồ thực tế năm 2015: Acđ/Atbng≅ 53%.4.2. Biến thiên điện áp tại điểm đấu nối

Số liệu thống kê cho thấy, công suất đặt của công trình PV càng lớn mức biến thiên điện áp càng cao. Chẳng hạn, tại công trình 4 (Pđ = 5kW) kì vọng mp và sai số trung bình bình phương uσ được giới thiệu trong Bảng 4.

Bảng 4. Kì vọng biến thiên mu và sai số trung bình bình phương uσ của điện áp tại điểm đấu nối trong ngày của công trình 4 trong tháng 08/2016

Giờ 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24

mu* 1.02 1.03 1.04 1.04 1.04 1.04 1.03 1.04 1.05 1.06 1.07 1.06 1.05 1.05 1.04 1.04 1.04 1.02 1.03 1.02 1.0 1.02 1.02 1.02

*uσ 0.02 0.01 0.02 0.01 0.01 0.02 0.02 0.02 0.02 0.01 0.01 0.01 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.02 0.01

mp*


mu*-

*3 uσ0.98 0.99 0.99 1.00 1.00 0.99 0.99 0.98 1.00 1.02 1.04 1.02 1.01 0.99 0.99 0.98 0.98 0.97 0.97 0.97 0.95 0.96 0.98 0.98

mu*+

*3 uσ1.07 1.07 1.09 1.08 1.08 1.09 1.08 1.09 1.10 1.10 1.11 1.11 1.10 1.10 1.09 1.09 1.09 1.07 1.08 1.07 1.05 1.07 1.07 1.06

Hình 4 giới thiệu biểu đồ biến thiên điện áp tại điểm đấu nối trong ngày của công trình 4 trong tháng 08/2016.

Hình 4. Biểu đồ biến thiên điện áp tại điểm đấu nối trong ngày của công trình 4 trong tháng 08/2016

Nhận xét: - Công suất đặt của ĐMT càng lớn thì dao động điện

áp tại điểm đấu nối càng cao. - Điện áp tại điểm đấu nối được nâng cao trong giờ

PV phát công suất lớn. - Do công suất đặt của PV so với công suất tiêu thụ

của phụ tải không lớn, nên dao động điện áp tại điểm đấu nối do ảnh hưởng của PV vẫn nằm trong giới hạn cho phép (± 10% Udđ) [2]. 4.3. Sóng hài

Khi inverter trong hệ thống ĐMTLMNL hoạt động sẽ xuất hiện các sóng hài bậc cao, thường là các sóng hài bậc 3, 5, 7.

Hình 5, 6 giới thiệu các thành phần sóng hài điện áp và dòng điện tại điểm đấu nối trong ngày của công trình 4.

Hình 5. Biểu đồ các thành phần sóng hài điện áp tại điểm đấu nối trong ngày của công trình 4

Hình 6. Biểu đồ các thành phần sóng hài dòng điện tại điểm đấu nối trong ngày của công trình 4

Nhận xét: - Khi inverter của công trình 4 hoạt động: các thành

phần sóng hài điện áp bậc cao chiếm tỉ lệ (%) không đáng kể so với sóng bậc 1, do đó biến thiên điện áp tại điểm đấu nối nằm trong giới hạn cho phép [2].

- Khi inverter của công trình 4 hoạt động: xuất hiện các thành phần sóng hài dòng điện bậc cao; trong đó thành phần sóng bậc 3 chiếm khoảng 35%, thành phần sóng bậc 5 chiếm khoảng 10%, sóng bậc 7 chiếm khoảng 5% so với sóng cơ bản. Tổng độ biến dạng sóng hài dòng điện so với sóng bậc 1 dao động từ 38% - 43%.

5. Kết luậnĐMTLMNL với nhiều ưu điểm lớn đang được phát triển

nhanh trên thế giới. Tại Việt Nam, hàng trăm công trình ĐMTLMNL đã được lắp đặt và đang hoạt động có hiệu quả, cung cấp lượng điện năng đáng kể cho các gia đình, tòa nhà thương mại, bệnh viện, trường học và công sở. Nghiên cứu một số công trình ĐMTLMNL tại khu vực Đà Nẵng đã cho thấy các đặc tính vận hành cơ bản của loại nguồn này. Phương pháp nghiên cứu đánh giá được giới thiệu ở đây cũng có thể được áp dụng cho các công trình ĐMTLMNL khác.

Lời cảm ơn Trong bài báo có sử dụng một số thông tin trong Đề

án Nghiên cứu thí điểm về điện mặt trời lắp mái nối lưới của VEEA, EVNCPC, ICASEA. Các tác giả xin trân trọng cảm ơn.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Nguyễn Thùy Linh, Lê Thị Minh Châu, Trần Đình Long, “Điện

mặt trời lắp mái nối lưới - Nguồn năng lượng cho các ngôi nhà thông minh và phát triển bền vững”, Diễn đàn Năng lượng Việt Nam 2016: Thách thức cho phát triển bền vững, Hà Nội, 2016.

[2] Bộ Công Thương, Thông tư 39/2015/BCT, Qui định hệ thống điện phân phối, 18/01/2015.

[3] Trần Đình Long, Nguyễn Sỹ Chương, Lê Văn Doanh, Bạch Quốc Khánh, Phùng Anh Tuấn, Đinh Thành Việt, Sách tra cứu về chất lượng điện năng, NXB Bách Khoa Hà Nội, 2013.

[4] Tài liệu hội nghị về công tác giảm tổn thất điện năng, EVN - ICASEA - VEEA, Hà Nội, 07&08/09/2016.

[5] Hội Điện lực Việt Nam, Đề án khảo sát thí điểm: Nghiên cứu, đo đạc và đề xuất tiêu chuẩn đấu nối điện mặt trời lắp mái vào hệ thống điện Việt Nam, Báo cáo giữa kì, Hà Nội, 09/2016.

[6] California Energy Commission, A Guide to photovoltaic (PV) system design and installation, Endecon Engineering 347 Norris Court San Ramon, California 94583, 2001.

[7] M. H. Albadi, Design of a 50 kW solar PV rooftop system, International Journal of Smart Grid and Clean Energy, 2013.

[8] Ha.T.Nguyen, Joshua M.Pearce, Rob Harrap and Gerald Barber, The application LIDAR to assessment of rooftop solar photovoltaic development potiential on a municipal district unit, sensor 12, 2012.

[9] G.A.Korn, T.M.Korn, Mathematical handbook for scientists and engineerings, McGraw.Hill, 1968.


mu* + 3 *uσ

mu* - 3 *uσ

mu*


CHƯƠNG TRÌNH TÍNH DÒNG KHÍ TRONG ỐNG CÓ TIẾT DIỆN THAY ĐỔI CALCULATING PROGRAM FOR COMPRESSIBLE FLOWS WITH AREA CHANGES

Phạm Thị Kim Loan Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Lý thuyết dòng khí bao gồm các phương trình đại số vớihàm mũ phức tạp, rất khó khăn để tính toán hoặc giải bài toánngược lại. Để sở hữu các phần mềm tính toán dòng khí như EES(Engineering Equations Solver) cần phải có bản quyền, do đó việcxây dựng một chương trình tính toán các bài toán dòng khí đơngiản trong ống có tiết diện thay đổi bao gồm các dòng dưới âm vàtrên âm là rất cần thiết nhằm phục vụ cho việc giảng dạy và nghiêncứu. Với ngôn ngữ lập trình Java chạy trong môi trường hỗ trợ lậptrình Eclipse, một chương trình tính toán đã được thực hiện nhằmgiải các bài toán dòng khí tiêu biểu trong ống có tiết diện thay đổi,với việc kiểm soát chặt chẽ các điều kiện trong dòng chảy để chọnlời giải phù hợp cho các trường hợp của dòng khí. Chương trìnhcó thể giải các bài toán với các loại khí khác nhau, kết quả của cácbài toán do chương trình cung cấp được so sánh với kết quả cácbài toán mẫu, cho thấy chương trình chạy ổn định và cho kết quảkhá chính xác.

Abstract - Compressibe flow analysis is filled with scores of complicated algebraic equations, most of which are very difficult to manipulate or invert. With EES (Engineering Equations Solver), any set of compressibe flow equations can be typed out and solvedfor any variable; however, the license for EES should be needed. This research is concerned with subsonic and supersonic compressibe flow theory and building a program in order to solve the typical problems of compressibe flows in duct with area changes using programming language Java. The program provides correct solutions that can be controled by given examples. For complicated invert calculations, the program reports the solutions after some iterations.

Từ khóa - dòng khí; dưới âm; trên âm; EES; chương trình tính;sóng xung kích; shock wave; chocked.

Key words - compressibe flow; subsonic;supersonic; EES; calculating program; shock wave; chocked.

1. Đặt vấn đềKhi dòng khí di chuyển với vận tốc lớn, sự thay đổi khối

lượng riêng của chất khí trở nên đáng chú ý. Do tính nén được của chất khí, hai vấn đề quan trọng đáng lưu ý khi khảo sát dòng khí là:

- choking, lưu lượng khối lượng của dòng khí trong ống bị giới hạn bởi điều kiện vận tốc ngang âm tại mặt cắt tới hạn,

- shock waves (sóng tăng vọt, sóng nén), tại đó có sự biến đổi đột ngột, không liên tục của các thông số đặc tính trong dòng khí từ trên âm về dưới âm.

Bài báo này giải thích các hiện tượng đó và đưa ra các bài toán trong kỹ thuật của dòng khí, tránh những nhầm lẫn thường xảy ra với những suy luận đơn giản như trong dòng không nén được.

Các bài toán dòng khí bao gồm các phương trình đại số phức tạp, rất khó khăn để tính toán hoặc giải bài toán ngược. Các tài liệu [1], [2] đã dựa vào các bảng số liệu có sẵn để tính toán các thông số dòng không khí theo mối quan hệ với số Mach. Với sự phát triển của Engineering Equation Solver (EES) [2], các mối quan hệ trong lý thuyết dòng khí có thể được giải quyết cho nhiều loại khí khác nhau, không dùng đến các bảng số liệu trên. Tuy nhiên, để sở hữu EES cần phải có bản quyền, vì vậy cần xây dựng một chương trình tính toán các bài toán dòng khí đơn giản trong ống có tiết diện thay đổi bao gồm các dòng dưới âm và trên âm, nhằm phục vụ cho việc giảng dạy, nghiên cứu.

2. Cơ sở lý thuyết dòng khí2.1. Các khái niệm chung 2.1.1. Số Mach

aVMa = (1)

V: vận tốc dòng khí; a: vận tốc âm cục bộ. Dòng khí trong ống được phân biệt là dưới âm (Ma <1), ngang âm (Ma=1) hoặc trên âm (Ma >1). 2.1.2. Phương trình trạng thái khí lý tưởng

RTp ρ= ; vp ccR −= ;

v

p

cc

k = (2)

p: áp suất tuyệt đối; ρ: khối lượng riêng; T: nhiệt độ; R: hằng số chất khí; k: tỷ số nhiệt dung riêng; cp, cv: nhiệt dung riêng đẳng áp, đẳng tích.

2.1.3. Quá trình đẳng entropy Với dòng khí đẳng entropy, mối quan hệ giữa các đại

lượng trong dòng khí được biểu diễn dưới dạng hàm mũ. ( ) kkk

TT

pp

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

−

1

2

1

1

2

1

2

ρρ

(3) 2.1.4. Vận tốc âm

Vận tốc âm a là tốc độ lan truyền của sóng áp suất với cường độ rất nhỏ trong môi trường chất khí.

( ) 2121

kRTkpa =⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛=

ρ (4)

2.1.5. Vận tốc cực đại Khi enthalpy hoặc nhiệt độ tuyệt đối giảm tới không,

vận tốc đạt đến giá trị cực đại.

46 Phạm Thị Kim Loan

( ) ( ) 21210max 0

22 TchV p== (5)

h0 là entanpy ở trạng thái hãm đoạn nhiệt, V=0. 2.1.6. Quan hệ với số Mach trong dòng đẳng entropy [3]

/ ( 1) / ( 1)20 0 11 ( 1)

2

k k k kp T k Map T

− −⎛ ⎞ ⎡ ⎤= = + −⎜ ⎟ ⎢ ⎥⎣ ⎦⎝ ⎠

(6.a)

20 112

T k MaT

−= + (6.b)

1/2 1/ 220 0 11 ( 1)

2a T k Maa T

⎛ ⎞ ⎡ ⎤= = + −⎜ ⎟ ⎢ ⎥⎣ ⎦⎝ ⎠ (6.c)

p0, a0, T0: các thông số ở trạng thái hãm.

2.1.7. Các thông số ở trạng thái tới hạn (V*=a*) Các đại lượng của dòng chảy ở trạng thái ngang âm

(trạng thái tới hạn) p*, ρ*, a*, và T* được xác định từ các công thức (6.a, b, c) khi Ma = 1 và tính giá trị với k = 1,4 [1]

/( 1)

0

* 2 0,52831

k kpp k

−⎛ ⎞= =⎜ ⎟+⎝ ⎠

(7.a)

0

* 2 0,83331

TT k

= =+

(7.c)1/2

0

* 2 0,91291

aa k

⎛ ⎞= =⎜ ⎟+⎝ ⎠ (7.c)

Trong dòng đẳng entropy, các thông số tới hạn là hằng số; trong dòng đoạn nhiệt không đẳng entropy, a* và T* là hằng số, nhưng p* và ρ* có thể biến thiên. 2.2. Dòng đẳng entropi trong ống có tiết diện thay đổi

Hình 1. Ống thu hẹp – mở rộng

Phương trình thể hiện quan hệ giữa các thông số cho dòng đẳng entropi trong ống có tiết diện A thay đổi:

1Ma1

VdA

VdV

2 −= (8)

Trong dòng chảy qua ống thu hẹp - mở rộng (Hình 1) chất lỏng có thể tăng tốc từ dưới âm lên trên âm nếu đạt đến vận tốc ngang âm tại họng. 2.2.1. Quan hệ giữa tỉ số diện tích với số Mach [1]

( )( )

( ) ( )1/15,02

15,015,011

*

−+

⎥⎦

⎤⎢⎣

⎡+−+

=kk

kMak

MaAA (9)

A*: diện tích họng ngang âm; Ma: số Mach tại mặt cắt có diện tích A>A*.

Bài toán trở nên phức tạp khi tính toán số Mach với A/A* cho trước. Với giá trị A/A* cho trước, có hai kết quả

số Macho dòng dưới âm và dòng trên âm. 2.2.2. Choking - Sự chặn giá trị lưu lượng (Lưu lượng khối không thể vượt quá giá trị giới hạn)

Với điều kiện hãm cho trước, dòng khí có thể đạt được lưu lượng tối đa (giá trị giới hạn) khi tại họng ống đạt trạng thái tới hạn. Khi đó đường ống được cho là choked - lưu lượng khối bị chặn tại giá trị giới hạn, không thể tăng thêm trừ khi mở rộng họng ống. Lưu lượng tối đa mmax [1]:

( )( ) ( )

( ) 2100

1/12121

max *1

2 RTAk

kmkk

ρ−+

⎟⎠⎞

⎜⎝⎛

+= (10)

2.2.3. Hàm lưu lượng khối cục bộ Lưu lượng thực m được tính theo thông số hãm và áp

suất tại một mặt cắt có diện tích A trong ống [1]:

( )

⎥⎥

⎦

⎤

⎢⎢

⎣

⎡⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−⎟⎟

⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛−

=− k1k

0

k2

00

0

pp1

pp

1kk2

pRT

Am (11)

p,A: áp suất và diện tích ống ở vị trí x. Khi p/p0 giảm, hàm lưu lượng khối tăng nhanh và đạt giá trị tối đa khi p=p*. Khi p>p* lưu lượng khối bị chặn tại giá trị tối đa, không thể tăng tiếp dù p giảm (choked). 2.2.4. Shock wave - Sóng xung kích

Là hiện tượng không thuận nghịch, xảy ra khi dòng trên âm bị cản trở tại phía hạ lưu, dòng khí qua shock wave sẽ giảm vận tốc đột ngột từ trên âm về dưới âm.

Ký hiệu: 1: ở thượng lưu mặt sóng (dòng trên âm); 2: ở hạ lưu mặt sóng (dòng dưới âm);

Quan hệ giữa số Mach và diện tích mặt cắt tới hạn A* ở thượng lưu và hạ lưu shock wave [1]:

( )( )1kkMa2

1Ma1kMa 21

212

2−−+−

= (12)

( )( )

( )( ) ( )1k/1k21

22

21

1

2*1

*2

Ma1k2Ma1k2

MaMa

AA

−+

⎥⎥⎦

⎤

⎢⎢⎣

⎡

−+

−+= (13)

3. Dòng khí qua ống có tiết diện thay đổi3.1. Dòng khí đi qua vòi hình côn thu hẹp

Dòng khí từ áp suất hãm po đi qua vòi thu hẹp nhờ áp suất pb ở phía hạ lưu vòi có giá trị pb<po.

- pb> p*: áp suất pe tại miệng ra của vòi lớn hơn áp suất tới hạn p*. Dòng là dưới âm, pe=pb. Lưu lượng khối nhỏ hơn giá trị tới hạn mmax.

Hình 2. Dòng khí đi qua vòi hình côn thu hẹp


- pb=p*: dòng tại miệng vòi là ngang âm, pe = pb, lưu lượng đạt giá trị tới hạn mmax.

- pb< p*, choking, lưu lượng qua vòi giữ ở giá trị mmax, dòng tại miệng vòi là ngang âm, pe = p*. Từ miệng ra của vòi, dòng sẽ giãn ra để đạt trạng thái trên âm về phía hạ lưu, áp suất giảm từ p* về pb.

3.2. Dòng khí qua ống thu hẹp - mở rộng (Hình 1) Dòng khí từ áp suất hãm p0 đi qua ống thu hẹp – mở

rộng nhờ áp suất pb ở phía hạ lưu vòi có giá trị pb<p0. - pb> p* (áp suất tới hạn tại họng ống): áp suất pe tại

miệng ra của ống lớn hơn p*. Dòng là dưới âm, pe= pb. Lưu lượng khối nhỏ hơn giá trị tới hạn mmax.

- Khi tỉ số Ae/At (diện tích mặt cắt ra/ diện tích mặt cắt họng) bằng tỉ số tới hạn Ae/A* đối với dòng dưới âm có Mae, dòng tại họng ống là ngang âm, lưu lượng khối đạt giá trị cực đại. Ngoại trừ tại họng ống, dòng tại mọi nơi trong ống là dưới âm, bao gồm cả dòng tại miệng ra của ống, pe=pb

- Khi pb/p0 tương ứng với tỷ số diện tích tới hạn Ae/A* đối với dòng trên âm có số Mae: tỷ số áp suất thiết kế của ống phun, dòng ở phía sau miệng ống là trên âm, pe=pb.

- pb/p0 lớn hơn tỉ số áp suất thiết kế, nhưng pb< p*, tại họng ống là dòng ngang âm, dòng ở phần mở rộng của ống là trên âm và xuất hiện sóng xung kích để dòng về dưới âm, pe=pb.

4. Ứng dụng ngôn ngữ lập trình Java xây dựng chươngtrình giải các bài toán dòng khí đơn giản 4.1. Mục đích

- Lập chương trình để giải các bài toán dòng khí trong ống có tiết diện thay đổi.

- Các bài toán sẽ được tính cho các loại khí khác nhau và các thông số đầu vào khác nhau.

- Chú ý đến những nhầm lẫn thường gặp khi áp dụng các công thức dùng cho dòng không khí (k=1,4) để giải cho các bài toán với các chất khí khác nhau.

4.2. Lập chương trình tính toán 4.2.1. Ngôn ngữ lập trình: Java, chạy trong môi trường hỗ trợ lập trình Eclipse [4]. 4.2.2. Các bước lập trình – Sơ đồ khối (Hình 3)

- Xây dựng file cơ sở dữ liệu các thông số đặc tính của các loại khí thường gặp: Bảng A4 [1].

Khí R (m2/(s2.K)) ρg (N/m3) µ (N.s/m2) k

Air 287 11,8 1,8.10-5 1,4

Argon 208 16,3 2,24.10-5 1,67

CO2 189 17.9 1,48.10-5 1,3

----- ----- ----- ----- ----

- Định nghĩa các bài toán được xây dựng trong chương trình.

- Lập chương trình để giải từng bài toán và xuất kết quả lên màn hình.

4.3. Các lưu ý trong lập trình và kết quả 4.3.1. Bài toán dòng khí chảy trong ống thu hẹp - mở rộng

Dòng khí chuyển động đẳng entropi trong ống thu hẹp – mở rộng. Tại mặt cắt 1 cho biết diện tích A1, V1, p1, T1.Tại mặt cắt 2 cho biết diện tích A2. Tính T0, Ma1, p0, A*, lưu lượng m,Ma2; p2 với hai trường hợp dòng tại măt cắt 2 là dưới âm và trên âm (Hình 4).

Các lưu ý trong chương trình: - Khi nhập giá trị diện tích mặt cắt 2, chú ý điều

kiện A*(họng ống)< A2<A1 - Khi tính Ma2 từ công thức (9), không thể biến đổi

Cơ sở dữ liệu – Định nghĩa các bài toán

Chọn bài toán để giải (nhập từ 1 đến 3)

1

2

3

Bài toán 1

Bài toán 2

Bài toán3

Chọn loại khí, nhập thông số đầu vào

In kết quả bài toán

Tính toán, xử lý kết quả

Bắt đầu

Kết thúc

Hình 3. Sơ đồ khối

Hình 4. Dòng qua ống thu hẹp - mở rộng [1]

48 Phạm Thị Kim Loan

đại số đơn giản, mà phải sử dụng phép lặp với gia số của Ma là 0,001 và sai số (A/A*) cho phép là 0,005 để nhận được kết quả chính xác.

Hiển thị trên màn hình như sau: NHẬP THÔNG SỐ ĐẦU VÀO - Điền tên loại khí: Air - Diện tích mặt cắt 1 A1: 0.05 (m2) - Vận tốc mặt cắt 1 V1: 180 (m/s) - Áp suất mặt cắt 1 p1: 500 (kPa) - Nhiệt độ ở mặt cắt 1 T1: 470 (K)

KẾT QUẢ HIỂN THỊ - Nhiệt độ hãm: T0 = 486.0 (K) - Vận tốc âm ở mặt cắt 1: a1 = 435.0 (m/s) - Số Mach ở mặt cắt 1: Ma1 = 0.414 - Áp suất hãm: p0 = 563.0 (kPa) - Diện tích mặt cắt tới hạn: Asao = 0.0323 (m2) - Lưu lượng khối lượng: m = 33.4 (kg/s) - Diện tích mặt cắt 2 A2: (m2): .03 - A2 chưa thỏa mãn điều kiện: A1>A2>Asao - Nhập lại diện tích mặt cắt 2 A2: (m2): .036 - Số Mach dòng dưới âm: Ma2sub = 0.674 - Áp suất dòng dưới âm: p2sub = 415.26(kPa ) - Số Mach dòng trên âm: Ma2super = 1.4 - Áp suất dòng trên âm: p2super = 177.67 (kPa ) - Tiếp tục chương trình?(Yes/No) : N - Bạn đã hoàn thành chương trình!

Chương trình cho kết quả đúng với số liệu trong bài toán mẫu để so sánh. 4.3.2. Bài toán dòng khí chảy qua vòi thu hẹp (Hình 2)

Dòng khí qua vòi hình côn thu hẹp có diện tích họng vòi là A*, thông số hãm p0, T0, đi vào vùng hạ lưu có áp suất pb<p0. Tính áp suất tại mặt cắt ra của vòi và lưu lượng.

Các lưu ý trong chương trình: - Dòng khí chuyển động được do áp suất ở phía sau

vòi (phía hạ lưu) pb<p0. Lưu lượng tính theo công thức (10) hoặc (11), bị chặn tại giá trị tới hạn nếu pb<p*, do đó trong chương trình cần kiểm soát giá trị pb nhập vào.

- Áp suất tại miệng ra của vòi pe phụ thuộc vào áp suất pb ở phía hạ lưu của vòi.

Nếup p∗ ⇒ p p

Nếup p∗: choking ⇒ p p∗ Hiển thị trên màn hình như sau: NHẬP THÔNG SỐ ĐẦU VÀO - Điền tên loại khí: Air - Diện tích họng Ae: .0006(m2) - Áp suất hãm p0: 120(kPa) - Nhiệt độ hãm T0: 400(K) - Áp suất vùng hạ lưu pb1: (kPa) 90

------------ KẾT QUẢ ------------- - Áp suất tại họng: p* = 63.4 (kPa) - ===> Dòng dưới âm (no choked) - Áp suất ra: pe1 = 90.0 (kPa) - Số Mach tại họng: Mae = 0.654 - Lưu lượng khối lượng: m = 0.129 (kg/s) - Tiếp tục chương trình? (Yes/No) : Y

NHẬP THÔNG SỐ ĐẦU VÀO - Điền tên loại khí: Air - Diện tích họng Ae: .0006(m2) - Áp suất hãm p0: 120(kPa) - Nhiệt độ hãm T0: 400(K) - Áp suất vùng hạ lưu pb1: (kPa) 45

------------ KẾT QUẢ ------------- - Áp suất tại họng: p* = 63.4 (kPa) - ===> Dòng ngang âm tại họng (choked) - Áp suất ra: pe1 = 63.4 (kPa) - Số Mach tại họng: Mae = 1 - Lưu lượng khối lượng: m = 0.455 (kg/s) - Tiếp tục chương trình? (Yes/No): N

Chương trình cho kết quả đúng với số liệu trong bài toán mẫu để so sánh. 4.3.3. Bài toán dòng khí chảy qua vòi thu hẹp-mở rộng có sóng xung kích (shock wave)(Hình 5)

Vòi thu hẹp - mở rộng có diện tích họng A*, diện tích miệng ra Ae. Dòng khí từ điều kiện hãm p0, T0 qua vòi thu hẹp - mở rộng đi vào vùng hạ lưu có áp suất pb<p0. Tính áp suất tại miệng ra và lưu lượng khối lượng trong 2 trường hợp: (a) điều kiện thiết kế; (b) Tính với giá trị pb cho trước.

Các lưu ý trong chương trình: - Khi nhập giá trị diện tích miệng ra Ae của vòi, cần

chú ý điều kiện Ae> A*. - Mae tại miệng ra được tính từ công thức (9) theo

tỉ số Ae/A* với điều kiện Mae>1, phải sử dụng phép lặp với gia số của Ma là 0,001 và sai số (A/A*) cho phép là 0,005 để có kết quả chính xác.

- Với áp suất ở hạ lưu pb lớn hơn áp suất miệng ra ở chế độ thiết kế pedesign, xuất hiện sóng xung kích trong phần mở rộng của vòi, xét 2 giới hạn tương ứng với trường hợp F và trường hợp C [1].

Khi mặt sóng xung kích ở ngay miệng ra của vòi (trường hợp F), tính áp suất p2F ở hạ lưu mặt sóng xung kích và xét điều kiện pb>p2F. Khi mặt sóng xung kích ở

Hình 5. Vòi thu hẹp - mở rộng, có sóng xung kích


ngay tại họng (trường hợp C) thì dòng phía hạ lưu họng vòi là dưới âm, MaeC tại miệng ra được tính từ công thức theo tỉ số Ae/A* với điều kiện Mae<1, tính áp suất tại miệng ra peC và xét điều kiện pb<peC.

Chương trình cho kết quả đúng với số liệu trong bài toán mẫu để so sánh.

5. Kết luậnTrên cơ sở nghiên cứu lý thuyết dòng khí và ngôn ngữ

lập trình Java cùng môi trường hỗ trợ lập trình Eclipse, tác giả đã xây dựng được chương trình tính toán để giải các bài toán dòng khí cơ bản, áp dụng cho các loại khí khác nhau và các bộ thông số đầu vào biến đổi được. Chương trình đã được thực hiện, chạy ổn định và cho kết quả chính xác.

Từ chương trình này, có thể phát triển thành chương

trình tính toán thiết kế ống khí động, phục vụ cho việc giảng dạy và nghiên cứu.

Chương trình cũng có thể được phát triển theo hướng tính toán cho các bài toán dòng khí trong đường ống có ma sát hoặc trong đường ống có trao đổi nhiệt với bên ngoài.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Frank M. White, Textbook, Fluid Mechanics, 4th edition, McGraw

Hill, New York, 2001 [2] Frank M. White, Textbook, Viscous Fluid Flow, 2nd edition,

McGraw Hill, New York, 1991 [3] Vũ Duy Quang, Phạm Đức Nhuận, Giáo trình, Kỹ thuật thủy khí,

Nhà xuất bản Khoa học và Kỹ thuật, Hà Nội, 2009 [4] H.M. Deitel and Paul Deitel, Textbook, Java How to Program, 10th

edition, Pearson Education, 2014


50 Nguyễn Văn Lợi

XÁC ĐỊNH ẢNH HƯỞNG CỦA MÀNG BẢO QUẢN ĐẾN CHẤT LƯỢNG QUẢ BƯỞI PHÚC TRẠCH

DETERMINING EFFECTS OF STORAGE CONTAINERS ON QUALITY OF PHUC TRACH PUMMELO FRUIT

Nguyễn Văn Lợi Trường Đại học Công nghiệp Hà Nội; [email protected]

Tóm tắt - Bưởi Phúc Trạch là loại quả giàu giá trị dinh dưỡng, nếukhông được bảo quản đúng kỹ thuật sẽ làm giảm chất lượng quảnhanh chóng. Mục đích của nghiên cứu này là xác định ảnhhưởng của màng bảo quản với thành phần chính gồm sáppolyethylene và sáp carnauba ở nồng độ khác nhau đến chấtlượng quả bưởi Phúc Trạch. Thí nghiệm được tiến hành với 4 côngthức như sau: công thức đối chứng (CT-ĐC: bảo quản tự nhiên,không dùng chế phẩm); công thức 1 (CT-1: 1% chế phẩm); côngthức 2 (CT-2: 2% chế phẩm) và công thức 3 (CT-3: 3% chế phẩm).Đã đánh giá được hiệu lực bảo quản của chế phẩm ở công thứcCT-2 trên giống bưởi Phúc Trạch mang lại hiệu quả tốt sau 12 tuầnbảo quản: Tỷ lệ hao hụt khối lượng tự nhiên là 8,458%; tỷ lệ thốihỏng là 10,867%; biến đổi màu sắc là ΔE = 8,523, chất lượng cảmquan xếp loại khá, độ cứng giảm ít hơn so với các công thức khác.So với công thức CT-ĐC, CT-1 và CT-3 thì công thức CT-2 manglại hiệu quả bảo quản và hiệu quả kinh tế cao hơn. Vì vậy chọncông thức CT-2 để xây dựng quy trình bảo quản.

Abstract - Phuc Trach pummelo fruit is rich in nutritional value, but without the right technical preservation of fruit its quality will decrease rapidly.The purpose of this study is to determine the effect of the film preservation with major components including polyethylene and carnauba in different concentrations on Phuc Trach pumelo fruit quality. Experiments are conducted with 4 following formulas: Control formula (CT-ĐC: natural preservation ,0% preparation), formula 1 (CT-1: 1% preparation), formula 2 (CT-2: 2% preparation) and formula 3 (CT-3: 3% preparation). The authors have assessed the effective preservation of the composition in the formula CT-2 on Phuc Trach pummelo fruit . It brings good effect after 12 weeks of storage: natural weight loss ratio is 8.458%; rate of decay is 10.867%; color change is ΔE = 8.523, organoleptic quality grades fair; stiffness decreases less than other formulas. Compared to control formula CT-ĐC, formula CT-1 and formula CT-3, the formula CT-2 brings effective preservation and higher economic efficiency. So the formula CT-2 is chosen to build the storage procedures.

Từ khóa - bưởi Phúc Trạch; chỉ tiêu cảm quan; chỉ tiêu hóa sinh;hao hụt khối lượng; tỷ lệ thối hỏng.

Key words - Phuc Trach pummelo fruit; organoleptic indicators; biochemical indicators, weight loss, rate of decay.

1. Mở đầuBưởi Phúc Trạch là loại quả đặc sản, có giá trị kinh tế

cao và được trồng nhiều ở huyện Hương Khê, tỉnh Hà Tĩnh. Hiện nay huyện Hương Khê trồng được 1.100 ha bưởi, trong đó có khoảng 600 ha đã cho thu hoạch, năng suất bình quân khoảng 9 -10 tấn/ha. Quả bưởi Phúc Trạch có đặc điểm là hình cầu hơi dẹt, vỏ quả màu vàng xanh, trọng lượng trung bình từ 800 - 900g, tỷ lệ phần ăn được 60 - 65%. Màu sắc thịt quả và tép phớt hồng, vách múi dòn dễ tách rời, thịt quả mịn và đồng nhất [1]. Tỷ lệ tổn thất sau thu hoạch của quả bưởi tương đối lớn, trên 20%. Sự tổn thất đó là do hoạt động sinh lý, sinh hóa của quả và hoạt động của hệ vi sinh vật nhiễm trên quả trong quá trình vận chuyển và bảo quản. Quá trình đó làm cho quả bị giảm khối lượng tự nhiên, nấm mốc phát triển làm hỏng quả ảnh hưởng đến giá trị dinh dưỡng và cảm quan, từ đó làm giảm giá trị kinh tế [1, 2]. Do vậy, yêu cầu đặt ra là phải có biện pháp hạn chế thấp nhất sự giảm giá trị dinh dưỡng và cảm quan của quả bưởi Phúc Trạch. Hiện nay ở huyện Hương Khê, người dân vẫn bảo quản quả bưởi bằng cách bôi vôi vào cuống, hoặc vùi trong cát hay sử dụng phương pháp bảo quản lạnh. Các biện pháp này có ưu điểm là dễ sử dụng, nhưng biện pháp bôi vôi thường có hiện tượng quả bị mất nước nhanh, gây ra hiện tượng héo trên bề mặt vỏ, vùi trong cát thường dễ nhiễm vi sinh vật, bảo quản lạnh thường chi phí lớn. Trên thế giới hiện nay đã có nhiều nước sử dụng polyethylene, carnauba để bảo quản rau quả và đã khẳng định là có hiệu quả [3]. Trong nghiên cứu này đã xác định ảnh hưởng của polyethylene và carnauba đến sự biến đổi chất lượng của quả bưởi Phúc Trạch, làm cơ sở để xây dựng quy trình bảo quản.

2. Nguyên vật liệu và phương pháp nghiên cứu2.1. Nguyên vật liệu

Quả bưởi Phúc Trạch đạt độ chín kỹ thuật (250 - 260 ngày tuổi kể từ khi đậu quả), được thu mua tại xã Phúc Trạch, huyện Hương Khê, tỉnh Hà Tĩnh. Chế phẩm bảo quản bao gồm các thành phần polyethylene và carnauba do Công ty Cổ phần Hóa chất và Thiết bị Hữu Phát Hà Nội cung cấp. Dựa vào kết quả nghiên cứu thăm dò, chọn tỷ lệ polyethylene và carnauba là 2/1. Công thức đối chứng (CT-ĐC: bảo quản tự nhiên, không dùng chế phẩm), công thức 1 (CT-1: 1% chế phẩm), công thức 2 (CT-2: 2% chế phẩm) và công thức 3 (CT-3: 3% chế phẩm). Quả bưởi Phúc Trạch, sau khi vận chuyển về phòng thí nghiệm, để ổn định 12 giờ, rửa bằng nước sạch, sau đó sát khuẩn bằng cách nhúng vào dung dịch thiabendazole 300ppm và natrisunfit ở nhiệt độ phòng trong thời gian 3 phút rồi để ráo bề mặt. Do vỏ quả bưởi nhẵn bóng, nhưng lại có nhiều chỗ lõm, do đó khi nhúng hoặc phun, chế phẩm thường chảy và tập trung vào chỗ lõm. Vì vậy để đảm bảo độ đồng đều của chế phẩm trên vỏ quả, tiến hành dùng giẻ mềm sạch thấm ướt chế phẩm tạo màng, xoa đều nhiều lần lên vỏ quả và đảm bảo phải phủ toàn bộ vỏ quả. Quả được làm khô tự nhiên sau đó xếp vào các rổ nhựa, để ở trong phòng và bảo quản ở nơi khô, ráo, thoáng mát. Định kỳ lấy mẫu kiểm tra và phân tích. 2.2. Phương pháp nghiên cứu 2.2.1. Phương pháp xác định hao hụt khối lượng tự nhiên của quả bưởi Phúc Trạch

Hao hụt khối lượng tự nhiên được xác định bằng cách


cân khối lượng từng quả ở mỗi công thức trước khi bảo quản và sau mỗi lần theo dõi, được tính bằng công thức: X = (M1-M2)/M1. Trong đó, X: hao hụt khối lượng tự nhiên ở mỗi lần theo dõi (%); M1: khối lượng quả trước bảo quản (g); M2: khối lương quả ở các lần theo dõi (g) [4]. 2.2.2. Phương pháp xác định độ cứng của quả bưởi Phúc Trạch

Sử dụng máy đo độ cứng Absolute: Độ cứng của quả được xác định bằng độ lún của đầu đo trên thịt quả (mm) dưới tác dụng của quả cân có trọng lượng nhất định (200g) trong một thời gian (30 giây). Nếu trong thời gian dài di chuyển của đầu đo càng lớn thì độ lún càng nhỏ [4]. 2.2.3. Phương pháp xác định sự biến đổi màu sắc của vỏ quả bưởi Phúc Trạch

Xác định sự biến đổi màu sắc vỏ quả bưởi Phúc Trạch qua từng giai đoạn bằng máy đo màu cầm tay Nippon Denshoku NR 300 (Nhật Bản), dựa trên nguyên tắc phân tích ánh sáng. Với mỗi mẫu đo máy sẽ cho ra kết quả đo thể hiện các chỉ số L, a, b [5]. Độ biến đổi màu sắc của quả được xác định bằng công thức: ∆E = [(Li-Lo)2+(ai-ao)2+(bi-bo)2]1/2. Trong đó: Li, ai, bi: Kết quả đo màu ở lần thứ i, Lo, ao, bo: Kết quả đo màu của nguyên liệu đầu vào.

2.2.4. Phương pháp xác định hàm lượng chất rắn hòa tan của quả bưởi Phúc Trạch

Hàm lượng chất rắn hòa tan được xác định bằng chiết quang kế ATAGO N-1α của Nhật Bản, đơn vị đo là oBx, đo tất cả các mẫu ở nhiệt độ phòng (nhiệt độ phòng được điều chỉnh bằng điều hòa ở 20oC) [4, 5]. Quả bưởi được bóc vỏ, tách múi bỏ hạt, tép bưởi được xay nhuyễn, lọc bỏ bã, thu hồi dịch và đo hàm lượng chất rắn hòa tan. 2.2.5. Phương pháp xác định cường độ hô hấp của quả bưởi Phúc Trạch

Cường độ hô hấp của quả bưởi Phúc Trạch được xác định bằng máy đo cường độ hô hấp ICA15 DUAL ANALYSER. Cường độ hô hấp của quả bưởi Phúc Trạch qua các lần phân tích được xác định nhờ đo lượng CO2 tạo ra bằng máy đo cường độ hô hấp. Cường độ hô hấp của quả bưởi Phúc Trạch được tính bằng lượng CO2 tạo ra trên 1kg sản phẩm trong một đơn vị thời gian [2, 4]. Cường độ hô hấp được tính theo công thức sau: = %CO . V − w1000.w. t. 100

Trong đó: X: cường độ hô hấp (ml CO2/kg.h); %CO2: nồng độ CO2 đo được (%); W: khối lượng mẫu (g); V: thể tích hộp (ml); t: thời gian hô hấp (giờ); 1000: hệ số chuyển từ g sang kg.

2.2.6. Phương pháp xác định hàm lượng vitamin C của quả bưởi Phúc Trạch

Hàm lượng vitamin C được xác định theo tiêu chuẩn TCVN 6427-2: 1998 (ISO 6557/2: 1984) [6].

2.2.7. Phương pháp xác định tỷ lệ thối hỏng của quả bưởi Phúc Trạch

Tỷ lệ thối hỏng của quả bưởi Phúc Trạch được xác định theo phương pháp tính % [7] như sau:

Tỷ lệ thối hỏng (%) = 100*AB

Trong đó: A là số quả theo dõi; B là số quả thối hỏng (quả bưởi thối hỏng thường có hiện tượng vỏ quả bị thối đen, mềm nhũn, tép bưởi bị thối rữa và chảy nước) [2]. 2.2.8. Phương pháp đánh giá chất lượng cảm quan quả bưởi Phúc Trạch theo tiêu chuẩn TCVN 3215 -79

Trạng thái, màu sắc, mùi và vị của quả bưởi Phúc Trạch được xác định theo thang điểm 5 gồm 6 bậc. Tổng điểm của các chỉ tiêu cảm quan cao nhất là 20 điểm và thấp nhất là 0 điểm. Tính điểm trung bình của các thành viên hội đồng đối với từng chỉ tiêu cảm quan, tiếp theo nhân với hệ số quan trọng tương ứng của chỉ tiêu đó gọi là điểm có trọng lượng của từng chỉ tiêu, sau đó tính tổng số điểm có trọng lượng của tất cả các chỉ tiêu cảm quan được số điểm chung (có trọng lượng) [8]. Với loại tốt (18,6 - 20 điểm), loại khá (15,2 - 18,5), loại trung bình (11,2 - 15,1), loại kém (7,2 - 11,1), loại rất kém (4,0 - 7,2) và loại hỏng (0 - 3,9). Hội đồng cảm quan gồm 9 thành viên, bao gồm chủ tịch, thư ký và các ủy viên. Trước khi đánh giá cảm quan, các thành viên được học những khái niệm cơ bản về sinh lý cảm quan, được giải thích về vai trò của các cơ quan cảm giác và bản chất của các tính chất cảm quan của quả bưởi Phúc Trạch. Sau phần lý thuyết, các thành viên được làm các bài thí nghiệm để học cách miêu tả và nhận biết cảm giác. Tiếp theo các thành viên trải qua phần thực hiện các thí nghiệm cụ thể về nhận biết, phân biệt, đánh giá và được thử nghiệm trên quả bưởi Phúc Trạch. Chủ tịch hội đồng và các thành viên hội đồng thảo luận sơ bộ về nội dung cần đánh giá, thống nhất hệ số quan trọng. Hệ số quan trọng được hội đồng thống nhất là: Hình thức bên ngoài (1,1), trạng thái bên trong (1,3), mùi (0,7) và vị (0,9). Mỗi thành viên hội đồng nhận được một phiếu đánh giá, các mẫu bưởi đã được mã hóa bằng chữ cái in hóa, sau đó đánh giá và điền kết quả vào phiếu. Sau mỗi lần đánh giá từng mẫu các thành viên phải sử dụng nước lọc để thanh vị trước khi đánh giá mẫu tiếp theo.

3. Kết quả và thảo luận3.1. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi màu sắc vỏ quả bưởi Phúc Trạch

Màng bảo quản có tác dụng hạn chế sự biến đổi màu sắc vỏ quả bưởi Phúc Trạch. Sự biến đổi màu sắc của vỏ quả bưởi được biểu thị bằng giá trị ΔE, giá trị ΔE càng cao thì sự biến đổi màu sắc càng lớn. Kết quả được trình bày ở Bảng 1. Bảng 1. Sự biến đổi màu sắc của vỏ quả bưởi Phúc Trạch trong

thời gian bảo quản

Thời gian bảo quản (tuần)

Giá trị ΔE của quả bưởi Phúc Trạch ở các công thức bảo quản

CT-ĐC CT-1 CT-2 CT-3

1 1,978a 0,945b 0,841c 0,875d

2 3,153a 1,7432b 1,136c 1,948d

3 5,637a 2,846d 2,631d 2,872d

4 7,821a 4,028b 3,542c 3,981d


5 8,657a 5,857b 4,757c 4,946d

6 9,753a 6,739b 5,635d 5,678d

7 - 7,902b 6,032c 6,348d

8 - 8,047b 6,343c 6,545d

9 - 8,504b 6,672c 6,773c

10 - 8,756b 7,054c 7,916d

11 - 8,869d 7,251c 8,725d

12 - - 8,523c -

Ghi chú: (-): Quả bưởi đã bị thối hỏng; các giá trị trong cùng một hàng với kí tự a, b, c, d khác nhau là sai khác nhau có

ý nghĩa thống kê, với p<0,05. Giai đoạn đầu biến đổi màu sắc vỏ quả bưởi tăng mạnh

ở tất cả các công thức do trong giai đoạn đầu quá trình biến đổi sinh lý của quả diễn ra mạnh. Quả bưởi ở công thức CT-ĐC không phủ màng có tốc độ biến đổi màu nhanh nhất. Quả bưởi ở các công thức CT-1, CT-2, CP-3 có sự biến đổi màu chậm hơn công thức CT-ĐC. Qua thực nghiệm cho thấy trong quá trình bảo quản màu sắc vỏ quả bưởi ở công thức CT-ĐC có sự biến đổi màu nhanh, quả bưởi không còn màu vàng sáng như ban đầu, vỏ chuyển sang màu vàng nâu, tối sẫm, nhăn nheo. Đến tuần thứ 7 toàn bộ quả bưởi ở công thức CT-ĐC đều bị thối hỏng. Quả bưởi ở các công thức CT-1, CT-2, CT-3 vỏ quả vẫn giữ được màu vàng xanh và có độ bóng cao. Vì công thức CT-1, CT-2 và CT-3 được bao phủ một lớp màng, có tác dụng ngăn cản sự thoát hơi nước và tạo độ bóng cao cho bề mặt quả. Quả bưởi ở công thức CT-2 có sự biến màu là ΔE = 8,523, quả bưởi ở các công thức CT-1 và CT-3 có sự biến đổi màu nhanh hơn công thức CT-2. Đến tuần thứ 10 sự biến đổi màu sắc của quả bưởi ở các công thức CT-1, CT-2 và CT-3 tương ứng là 8,756, 7,054và 7,916. Nhưng đến tuần thứ 12 toàn bộ các quả bưởi ở các công thức CT-1 và CT-3 đều bị thối hỏng. 3.2. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi độ cứng của quả bưởi Phúc Trạch

Độ cứng của quả bưởi Phúc Trạch giảm dần trong quá trình bảo quản do sự mất nước và sự biến đổi hóa sinh. Độ cứng càng cao chứng tỏ quá trình bảo quản đã kìm hãm được sự mất nước và các biến đổi hóa sinh, do đó chất lượng quả càng tốt. Kết quả xác định ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi độ cứng của quả bưởi Phúc Trạch được trình bày ở Bảng 2.

Bảng 2. Sự biến đổi độ cứng của quả bưởi Phúc Trạch trong thời gian bảo quản


Sự biến đổi độ cứng của quả bưởi Phúc Trạch (kg/cm2)


0 15,735a 15,735a 15,735a 15,735a

2 12,820a 14,016b 15,025c 14,436d

4 10,823a 12,895b 13,748c 13,167d

6 9,735a 12,028b 12,263c 12,037b

8 - 11,672b 11,983c 11,716b

10 - 10,039b 10,175c 10,053b

12 - - 9,367c -

Kết quả trong Bảng 2 cho thấy sự giảm độ cứng của quả bưởi ở công thức CT-ĐC giảm từ 15,735 (kg/cm2) xuống 9,735 (kg/cm2) sau 6 tuần bảo quản. Trong khi đó quả bưởi ở công thức CT-2 độ cứng giảm xuống là 12,263 (kg/cm2), công thức CT-1 là 12,028 (kg/cm2) và công thức CT-3 là 12,037 (kg/cm2) sau 6 tuần bảo quản. Đến tuần thứ 12 tất cả các quả bưởi ở công thức CT-1 và CT-3 đều đã bị thối hỏng, còn các quả bưởi ở công thức CT-2 sau 12 tuần bảo quản độ cứng là 9,367 (kg/cm2). Độ cứng của quả bưởi ở công thức CT-2 giảm thấp hơn so với công thức CT-ĐC là do tác dụng của màng làm giảm các hoạt động sinh lý, sinh hóa, làm chậm quá trình già hóa của quả, do đó mà độ cứng của quả ít bị biến đổi trong quá trình bảo quản. Quả bưởi ở công thức CT-1 với nồng độ chế phẩm thấp vẫn xảy ra các hoạt động sinh lý, sinh hóa mạnh, các quả bưởi ở công thức CT-3 với nồng độ chế phẩm lớn làm cho nước không thoát ra được và đọng lại trên bề mặt vỏ quả gây thối nhanh. 3.3. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi hàm lượng chất rắn hòa tan quả bưởi Phúc Trạch

Trong thời gian bảo quản, hàm lượng chất rắn hoà tan có thể tăng hoặc giảm tuỳ thuộc vào điều kiện bảo quản. Bưởi là quả có múi hô hấp không đột biến sau thu hoạch, do đó tiêu hao dinh dưỡng là rất ít trong quá trình bảo quản. Kết quả xác định ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi hàm lượng chất rắn hòa tan của quả bưởi Phúc Trạch được trình bày ở Bảng 3. Bảng 3. Sự biến đổi hàm lượng chất rắn hòa tan của quả bưởi

Phúc Trạch trong thời gian bảo quản

Thời gian bảo quản

(tuần)

Sự biến đổi hàm lượng chất rắn hòa tan của quả bưởi Phúc Trạch (oBx)


0 10,165a 10,165a 10,165a 10,165a

2 10,867a 10,435b 10,417b 10,534b

4 11,267a 10,678b 10,612b 10,775d

6 11,873a 10,983b 10,829b 10,917b

8 - 11,108b 11,025b 11,228b

10 - 11,895b 11,293c 11,387d

12 - - 11,738c -

Bảng 3 cho thấy hàm lượng chất rắn hòa tan tổng số của quả bưởi tăng chậm dần trong quá trình bảo quản. Quả bưởi ở công thức CT-ĐC hàm lượng chất rắn hòa tan tăng nhanh hơn so với quả bưởi ở công thức CT-1, CT-2 và CT-3. Cụ thể quả bưởi ở công thức CT-ĐC tăng từ 10,165oBx lên 10,873oBx sau 6 tuần bảo quản, quả bưởi ở công thức CT-1, CT-2 và CT-3 hàm lượng chất rắn hòa tan tăng tương ứng từ 10,165oBx lên 10,938oBx, 10,165oBx lên 10,829oBx và 10,165oBx lên 10,917oBx sau 6 tuần bảo quản. Sở dĩ có hiện tượng này là do sự thủy phân thành tế bào của nhiều loại enzyme khác nhau như pectinaza, xenlulolaza, hemixenlulolaza và pectinesteraza làm chuyển hoá các chất không tan thành chất tan.


3.4. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự hao hụt khối lượng tự nhiên quả bưởi Phúc Trạch

Trong quá trình bảo quản quả bưởi luôn luôn xảy ra sự hao hụt khối lượng tự nhiên, sự hao hụt này là do bay hơi nước, do quá trình hô hấp, các biến đổi sinh lý và sinh hóa. Kết quả xác định ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự hao hụt khối lượng tự nhiên quả bưởi được trình bày ở Bảng 4.

Bảng 4. Sự hao hụt khối lượng tự nhiên của quả bưởi Phúc Trạch trong thời gian bảo quản


(tuần)

Sự hao hụt khối lượng tự nhiên của quả bưởi Phúc Trạch (%)


1 0,932a 0,785b 0,734c 0,746d

2 1,876a 0,979b 0,968b 0,971b

3 3,082a 1,312b 1,297c 1,307b

4 4,337a 2,875d 2,701c 2,823d

5 5,418a 3,687b 3,497c 3,608b

6 9,672a 4,134d 3,984c 4,125d

7 - 4,945b 4,793c 4,816d

8 - 5,827d 5,728c 5,815b

9 - 7,372d 6,807c 7,318d

10 - 8,458b 7,365c 8,321d

11 - 8,975b 7,973e 8,874d

12 - - 8,458c -

Quả bưởi ở công thức CT-ĐC có tỷ lệ hao hụt khối lượng tự nhiên lớn nhất so với quả bưởi ở các công thức CT-1, CT-2 và CT-3 khi bảo quản trong cùng một điều kiện nhiệt độ và độ ẩm. Tỷ lệ hao hụt khối lượng tự nhiên của quả bưởi ở các công thức này tăng đều trong các tuần bảo quản. Đến tuần thứ 6 thì tỷ lệ hao hụt khối lượng tự nhiên của quả bưởi ở công thức CT-ĐC đã lên tới 9,672%, ở công thức CT-1, CT-2 và CT-3 lần lượt là 4,134%, 3,984% và 4,125%. Đến tuần thứ 12 thì toàn bộ quả bưởi ở các công thức CT-1 và CT-3 đều bị hỏng, tỷ lệ hao hụt khối lượng tự nhiên của quả bưởi ở công thức CT-2 là 8,458%. Như vậy màng bảo quản có tác dụng làm giảm tỷ lệ hao hụt khối lượng tự nhiên của quả bưởi, hạn chế sự mất nước, giảm hiện tượng làm khô và nhăn vỏ quả.

3.5. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi cường độ hô hấp của quả bưởi Phúc Trạch

Hô hấp là quá trình biến đổi sinh lý, sinh hóa phức tạp làm biến đổi các chất hữu cơ có trong quả, làm tiêu hao chất dinh dưỡng tạo thành các hợp chất nuôi dưỡng, duy trì các hoạt động sống của quả và một phần tỏa nhiệt ra môi trường.

Kết quả xác định ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi cường độ hô hấp của quả bưởi Phúc Trạch được trình bày ở Bảng 5.

Bảng 5. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi cường độ hô hấp của quả bưởi Phúc Trạch trong thời gian bảo quản


(tuần)

Sự biến đổi cường độ hô hấp của quả bưởi Phúc Trạch (ml CO2/kg,h)

CT-ĐC CT-1 CT-2 CT-3 1 49,173a 31,576b 31,313c 31,442d

2 43,087a 30,672b 29,667c 30,508d

3 40,634a 28,923b 27,915c 28,857d

4 30,137a 22,173b 21,112c 22,063b

5 28,195a 19,878b 18,922c 19,743b

6 26,325a 18,034b 17,125c 18,195b

7 - 17,382b 16,325c 17,254b

8 - 16,279b 15,364c 16,187b

9 - 14,365b 13,247c 14,243b

10 - 12,872b 11,651c 12,604d

11 - 9,469b 8,354c 9,302d

12 - - 6,335c -

Sau một tuần bảo quản, quả bưởi ở công thức CT-ĐC có cường độ hô hấp lớn nhất là 49,173 (ml CO2/kg,h). Cường độ hô hấp của quả bưởi ở các công thức CT-1, CT-2 và CT-3 lần lượt là 31,576 (ml CO2/kg,h), 31,313 (ml CO2/kg,h) và 31,442 (ml CO2/kg,h). Đến tuần thứ 6 quả bưởi ở công thức CT-ĐC có cường độ hô hấp là 26,325 (ml CO2/kg,h), quả bưởi ở các công thức CT-1, CT-2 và CT-3 có cường độ hô hấp ổn định hơn, thường dao động từ 17,125- 18,195 (ml CO2/kg,h). Điều này được giải thích do trong thời gian này, quả bưởi vẫn còn tươi mới, sức sống trong bản thân quả bưởi còn cao nên cường độ hô hấp diễn ra mạnh mẽ. Vì vậy vai trò của màng bảo quản là làm giảm sự trao đổi khí dẫn đến làm giảm quá trình hô hấp và làm giảm tổn thất khối lượng tự nhiên của quả bưởi. 3.6. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự thối hỏng quả bưởi Phúc Trạch

Mục đích của bảo quản là kéo dài tuổi thọ và giữ được chất lượng của quả bưởi Phúc Trạch. Kết quả xác định ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự thối hỏng quả bưởi Phúc Trạch được trình bày ở Bảng 6.

Bảng 6. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự thối hỏng quả bưởi Phúc Trạch trong thời gian bảo quản


(tuần)

Tỷ lệ thối hỏng quả bưởi Phúc Trạch (%)


1 0,00 0,00 0,00 0,002 0,00 0,00 0,00 0,003 0,00 0,00 0,00 0,004 0,00 0,00 0,00 0,00 5 15,653a 0,00 0,00 0,00 6 18,576a 0,00 0,00 0,00 7 - 0,00 0,00 0,00

8 - 2,843b 0,00 2,725d

9 - 3,822b 2,425c 3,476d

10 - 7,734b 3,734c 7,687d

11 - 10,784b 6,765c 10,387d

12 - - 10,867c -


Kết quả trong Bảng 6 cho thấy đến tuần thứ 5 tỷ lệ quả bưởi bị thối hỏng ở công thức CT-ĐC là 15,653% và đến tuần thứ 7 thì tất cả các quả bưởi ở công thức này đều bị thối hỏng. Đến tuần thứ 8 quả bưởi ở các công thức CT-1, CT-3 bắt đầu có hiện tượng thối hỏng, đến tuần thứ 12 thì toàn bộ quả bưởi ở hai công thức này đều bị thối hỏng. Quả bưởi ở công thức CT-2 đến tuần thứ 9 bắt đầu có hiện tượng thối hỏng, tỷ lệ thối hỏng là 2,425% và đến tuần thứ 12 tỷ lệ thối hỏng tăng lên 10,867%. Quả bưởi ở công thức CT-1 và công thức CT-3 có tỷ lệ thối hỏng lớn hơn công thức CT-2 là vì công thức CT-1 với nồng độ chế phẩm thấp không ức chế được tối ưu sự hoạt động của các vi sinh vật, do đó dẫn tới các quả bưởi bị thối hỏng nhanh. Công thức CT-3 với nồng độ chế phẩm quá cao, màng bảo quản có độ dày lớn, làm cho nước khi thoát ra đến vỏ bị ngăn cản lại, đọng ở trên bề mặt vỏ làm cho quả cũng bị thối hỏng nhanh. 3.7. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi hàm lượng vitamin C của quả bưởi Phúc Trạch

Vitamin C là vi chất dinh dưỡng quan trọng trong quả bưởi Phúc Trạch. Hàm lượng vitamin C của quả bưởi cao và giảm dần theo thời gian bảo quản. Kết quả xác định ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi hàm lượng vitamin C được thể hiện ở Bảng 7. Bảng 7. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi hàm lượng

vitamin C của quả bưởi Phúc Trạch trong thời gian bảo quản


Sự biến đổi hàm lượng vitamin C của quả bưởi Phúc Trạch (mg/100g)

CT-ĐC CT-1 CT-2 CT-3 0 86,225a 86,235a 86,214a 86,214a

2 82,247a 83,427b 83,768c 84,268d

4 78,594a 80,215b 81,175c 80,827d

6 73,645a 78,434d 79,262c 78,458d

8 - 74,542b 73,514c 75,465d

10 - 70,174b 68,485c 70,535d

12 - - 63,278c -

Kết quả trong Bảng 7 cho thấy trong quá trình bảo quản hàm lượng vitamin C giảm dần ở tất cả các công thức. Công thức CT-ĐC quả bưởi có sự giảm hàm lượng vitamin C lớn hơn so với quả bưởi ở các công thức CT-1, CT-2 và CT-3. Công thức CT-ĐC sau 6 tuần bảo quản hàm lượng vitamin C của quả bưởi giảm từ 86,225mg/100g xuống 73,645mg/100g, quả bưởi ở các công thức CT-1, CT-3 hàm lượng vitamin C giảm tương đương nhau, công thức CT-2 hàm lương vitamin C giảm thấp nhất từ 86,214mg/100g xuống 79,262mg/100g. Như vậy màng bảo quản đã có tác dụng hạn chế sự hao hụt vitamin C trong quá trình bảo quản, có tác dụng tốt nhất là ở công thức CT-2. 3.8. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi giá trị cảm quan của quả bưởi Phúc Trạch

Giá trị cảm quan có ý nghĩa quan trọng đối với người tiêu dùng. Giá trị cảm quan được đánh giá trước tiên ở hình thức bên ngoài, màu sắc, độ cứng rồi đến các tính chất bên trong. Giá trị cảm quan của quả bưởi Phúc Trạch được xác định theo tiêu chuẩn TCVN 3215-79. Kết quả được trình bày ở Bảng 8.

Bảng 8. Ảnh hưởng của màng bảo quản đến sự biến đổi giá trị cảm quan của quả bưởi Phúc Trạch

Chỉ tiêu cảm quan CT-ĐC CT-1 CT-2 CT-3

Hình thức bên ngoài 1,852 3,823 3,916 4,124

Trạng thái bên trong 2,421 3,673 4,325 3,769

Mùi 3,124 3,724 3,395 3,589

Vị 3,105 4,235 4,268 4,025

Tổng điểm 10,502 15,455 15,904 15,507

Xếp loại Kém Khá Khá Khá

Kết quả trong Bảng 8 cho thấy, đến tuần thứ 6 điểm chỉ tiêu cảm quan của quả bưởi Phúc Trạch ở các công thức CT-1, CT-2 và CT-3 xếp loại khá, trong đó quả bưởi ở công thức CT-2 có số điểm cao nhất là 15,904, quả bưởi ở công thức CT-ĐC có số điểm thấp nhất là 10,502 xếp loại kém. Sau 12 tuần bảo quản quả bưởi ở công thức CT-2 vẫn giữ được các đặc tính cảm quan tốt.

4. Kết luậnNghiên cứu đã đánh giá được hiệu lực bảo quản của chế

phẩm ở công thức CT-2 với thành phần chính gồm sáp polyethylene và sáp carnauba, nồng độ sử dụng là 2% trên giống bưởi Phúc Trạch mang lại hiệu quả tốt sau 12 tuần bảo quản: Tỷ lệ hao hụt khối lượng tự nhiên là 8,458%; tỷ lệ thối hỏng là 10,867%; biến đổi màu sắc là ΔE = 8,523, chất lượng cảm quan xếp loại khá, độ cứng giảm ít hơn so với các công thức khác. So với công thức đối chứng (CT-ĐC: bảo quản tự nhiên, không dùng chế phẩm), công thức 1 (CT-1: 1% chế phẩm) và công thức 3 (CT-3: 3% chế phẩm) thì công thức CT-2 mang lại hiệu quả bảo quản và hiệu quả kinh tế cao hơn. Vì vậy chọn công thức CT-2 để xây dựng quy trình bảo quản.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Ngô Hồng Bình, Kỹ thuật trồng bưởi, bảo quản và chế biến, NXB

Nông nghiệp, 2008, p.8-10. [2] Nguyễn Thị Minh Tú, Nguyễn Văn Lợi, “Nghiên cứu sử dụng

saponin thu nhận từ bã hạt du trà trong bảo quản quả có múi”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, 3A, 2012, p.247-253.

[3] Hagenmaier R. D, Evaluation of polyethylene-candelila coating for "valencia" oranges. Postharvest Biology and Technol 19, 2000, p.147-154.

[4] Nguyễn Văn Lợi, Nguyễn Thị Minh Tú, Hoàng Đình Hòa, ”Nghiên cứu sử dụng màng bao phủ để bảo quản cam sành Hàm Yên”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, 6A, 2010, p.375-381.

[5] Nguyễn Phan Thiết, Nguyễn Thị Bích Thủy, “Ảnh hưởng của 1-Methylcyclopropene đến chất lượng bảo quản vải thiều (Litchi sinensis sonn)”, Tạp chí Khoa học và Phát triển, 10(5), 2012, p. 798-804.

[6] Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 6427-2, Rau quả và sản phẩm rau quả- Xác định hàm lượng axit Ascorbic- Phần 2: Phương pháp thông dụng, 1998, p. 1-10.

[7] Nguyễn Minh Nam, Phạm Anh Tuấn, Phạm Thị Thanh Tĩnh, ”Ảnh hưởng của 1-MCP xử lý sau thu hoạch đến chất lượng và tổn thất trong bảo quản bơ”, Tạp chí Khoa học và Phát triển, 10(5), 2012, p. 764-770.

[8] Tiêu chuẩn Việt Nam TCVN 3215-79, Sản phẩm thực phẩm phân tích cảm quan- Phương pháp cho điểm, 1979, p. 1-13.



MÔ HÌNH TƯ VẤN LỌC CỘNG TÁC TÍCH HỢP DỰA TRÊN MA TRẬN TƯƠNG ĐỒNG SẢN PHẨM

ITEM-BASED COLLABORATIVE FILTERING RECOMMENDATION MODEL BASED ON SIMILARITY MATRIX OF ITEMS

Phan Quốc Nghĩa1, Đặng Hoài Phương2, Huỳnh Xuân Hiệp3

1Trường Đại học Trà Vinh; [email protected] 2Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

3Trường Đại học Cần Thơ; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo đề xuất một phương pháp để cải thiện độ chínhxác của mô hình tư vấn lọc cộng tác dựa trên sản phẩm (IBCF)bằng cách tích hợp ma trận tương đồng dựa trên các thuộc tínhsản phẩm vào quá trình xây dựng mô hình. Trong mô hình tư vấnlọc cộng tác dựa trên sản phẩm truyền thống, kết quả tư vấn đượcxây dựng chỉ dựa trên ma trận xếp hạng của người dùng cho cácsản phẩm. Kết quả tư vấn của mô hình đề xuất được xây dựngdựa trên hai ma trận tương đồng: (1) ma trận tương đồng dựa trêngiá trị hạng của người dùng cho các sản phẩm; (2) ma trận tươngđồng dựa trên thông tin mô tả các sản phẩm. Thông qua thựcnghiệm trên tập dữ liệu MSWeb cho thấy rằng mô hình đề xuất chokết quả chính xác hơn mô hình tư vấn lọc cộng tác truyền thống.

Abstract - In this paper, we propose a method to improve the accuracy of item-based collaborative filtering recommendation model (IBCF) by integrating the similarity matrix based on the information of item attributes into the process of building recommendation model. It is called integrated recommendation model. In the traditional item-based collaborative filtering recommendation model, the recommendation results are built based only on the rating matrix of users for the items. In this integrated recommendation model, the recommendation results are based on two similarity matrices: the similarity matrix based on the rating value of users for items and the similarity matrix based on the information of item attributes. Through experiments on MSWeb dataset, it shows that the results of our recommendation model are more accurate than the results of traditional item-based collaborative filtering recommendation model.

Từ khóa - độ đo tương đồng; tư vấn lọc cộng tác; ma trận xếphạng; ma trận tương đồng; ma trận tích hợp.

Key words - similarity measures; item-based collaborative filteringrecommendation system; rating matrix; similarity matrix; integrated similarity matrix.

1. Đặt vấn đềHệ tư vấn lọc cộng tác dựa trên sản phẩm là một mô hình

hệ tư vấn được phát triển dựa trên hệ tư vấn lọc cộng tác [7], [14], [19]. Nó được giới thiệu lần đầu tiên trên tạp chí ACM vào năm 2001 [1]. Không lâu sau đó, hệ thống này được Amazon.com ứng dụng để giới thiệu các sản phẩm của họ đến người dùng [6]. Khác với hệ tư vấn lọc cộng tác dựa trên người dùng (User-based) sử dụng sự tương đồng giữa các người dùng để dự đoán sở thích của người dùng, hệ tư vấn lọc cộng tác dựa trên sản phẩm tìm ra các sản phẩm để giới thiệu đến người dùng bằng cách tìm ra sự tương đồng giữa các sản phẩm từ ma trận xếp hạng (Rating matrix) [15]. Việc xác định sự tương đồng giữa hai sản phẩm được suy luận từ kết quả xếp hạng của người dùng, chứ không dựa trên đặc tính của sản phẩm như trong mô hình tư vấn dựa trên nội dung (content-based) [2]. Nếu hai sản phẩm được xếp hạng cao cùng một người dùng thì hai sản phẩm này được xem là tương đồng và người dùng được hy vọng sẽ có cùng sở thích trên các sản phẩm tương đồng. Hệ tư vấn lọc cộng tác dựa trên sản phẩm là giải pháp hiệu quả cho các hệ thống tư vấn online [18], [13]. Bởi vì trong các hệ thống này, số lượng người dùng thường tăng rất nhanh so với số lượng sản phẩm. Do đó, việc tìm ra kết quả tư vấn dựa trên các người dùng sẽ phức tạp và mất nhiều thời gian hơn so với việc tìm ra kết quả tư vấn dựa trên các sản phẩm. Ngoài ra, mô hình này còn giảm được kích thước của ma trận tương đồng thay vì với mỗi sản phẩm được chứa trong ma trận tương đồng kích thước n x n (n là số sản phẩm) thì được giảm xuống với kích thước n x k (k số sản phẩm tương đồng nhất). Điều này đã

tạo nên một bước cải tiến đáng kể về không gian lưu trữ và thời gian chi phí cho các tính toán phức tạp của hệ thống này [1], [15].

Trong bài viết này, chúng tôi đề xuất một phương pháp để cải thiện độ chính xác của mô hình tư vấn lọc cộng tác dựa trên sản phẩm bằng cách tích hợp ma trận tương đồng dựa trên các thuộc tính sản phẩm vào quá trình xây dựng mô hình tư vấn. Trong đó, mô hình tư vấn được xây dựng dựa trên hai ma trận tương đồng: ma trận tương đồng được xây dựng dựa trên dữ liệu xếp hạng của người dùng cho các sản phẩm và ma trận tương đồng được xây dựng dựa trên các thuộc tính sản phẩm. Sau khi xây dựng mô hình, chúng tôi triển khai chạy thực nghiệm mô hình trên tập dữ liệu MSWeb [12], đồng thời so sánh kết quả với mô hình tư vấn lọc cộng tác dựa trên sản phẩm truyền thống.

2. Ma trận tương đồng của các sản phẩm dựa trên cácthuộc tính 2.1. Khoảng cách giữa hai sản phẩm

Hiện tại, có nhiều cách tính khoảng cách giữa hai sản phẩm trong không gian vector n chiều. Để tính khoảng cách giữa 2 sản phẩm, chúng tôi áp dụng phương pháp tính khoảng cách Euclidean [17]. Đây là phương pháp tính khoảng cách được sử dụng nhiều trong các bài toán phân lớp dữ liệu do tính đơn giản và hiệu quả của nó. Giả sử ta cần tính khoảng cách giữa hai sản phẩm có dạng vector l chiều như sau: ( , , … , ) và ( , , … , ). Khoảng cách Euclidean giữa hai sản phẩm được xác định bởi công thức sau:

56 Phan Quốc Nghĩa, Đặng Hoài Phương, Huỳnh Xuân Hiệp ( , ) = ∑ − (1)

2.2. Độ đo tương đồng giữa hai sản phẩm Dựa trên khoảng cách giữa hai sản phẩm, ta có công thức

tính giá trị tương đồng giữa hai sản phẩm và như sau: ( , ) = 1 − ( , ) (2)

2.3. Ma trận tương đồng của các sản phảm Ma trận tương đồng giữa các sản phẩm là một ma trận

đối xứng với cấu trúc: dòng, cột của ma trận là các sản phẩm, các ô của ma trận (giao giữa dòng và cột) là giá trị tương đồng giữa hai sản phẩm trên dòng và cột tương ứng. Cho một tập các sản phẩm xác định = , , … , , mỗi sản phẩm được mô tả bởi một vector các thuộc tính l chiều A = , , … , , ma trận tương đồng giữa các sản phẩm được xác định như sau:

( ) = 0 ⋯0 …⋮ . ⋱ ⋮⋯ 0

Với , là giá trị tương đồng giữa sản phẩm và được tính bằng công thức (2).

3. Xây dựng ma đồng tích hợpMa trận tích hợp là ma trận có cùng kích thước với ma

trận tương đồng dựa trên giá trị xếp hạng. Nó được tính dựa trên hai ma trận: ma trận tương đồng dựa trên giá trị xếp hạng và ma trận tương đồng dựa trên thuộc tính sản phẩm theo trọng số quan trọng w cho trước bởi công thức (3): = ∗ + ∗ (1 − ) (3)

Trong đó: - : ma trận tích hợp; - : ma trận tương đồng dựa trên giá trị xếp hạng; - : ma trận tương đồng dựa trên thuộc tính sản

phẩm; - : trọng số xác định mức độ quan trọng của ma trận

tương đồng dựa trên thuộc tính sản phẩm.

4. Mô hình tư vấn lọc cộng tác tích hợp dựa trên sảnphẩm

Mô hình tư vấn lọc cộng tác tích hợp dựa trên sản phẩm được định nghĩa như sau:

Gọi = , , … , là tập m người dùng; = , , … , là tập n sản phẩm, với mỗi sản phẩm được mô tả bởi một tập gồm thuộc tính A = , , … , ; = , là ma trận xếp hạng của người dùng cho các sản phẩm (ma trận xếp hạng có thể là ma trận dạng nhị phân hoặc ma trận dạng số thực) với mỗi dòng biểu diễn cho một người dùng (1 ≤ ≤ ), mỗi cột biểu diễn cho một sản phẩm (1 ≤ ≤ ), , là giá trị xếp hạng của người dùng cho sản phẩm , N là số sản phẩm có giá trị tương đồng cao nhất và ∈ là người dùng cần tư vấn.

Dựa trên dữ liệu đầu vào, mô hình thực thi qua các bước sau:

Bước 1: Xây dựng ma trận tương đồng giữa các sản phẩm dựa trên giá trị xếp hạng ( ).

Bước 2: Xây dựng mô hình tư vấn dựa trên ma trận tương đồng ( ).

Bước 3: Xây dựng ma trận tương đồng giữa các sản phẩm dựa trên các thuộc tính của sản phẩm ( ).

Bước 4: Xây dựng ma trận tích hợp ( ). Bước 5: Thay ma trận tích hợp vào mô hình. Bước 6: Xác định danh mục các sản phẩm tương đồng

với các sản phẩm mà người dùng đã mua. Bước 7: Giới thiệu đến người dùng N sản phẩm có

giá trị tương đồng cao nhất.

5. Đánh giá mô hình tư vấnĐánh giá độ chính xác của mô hình tư vấn là một khâu

quan trọng trong qui trình xây dựng hệ tư vấn [8], [10]. Nó giúp cho người thiết kế mô hình lựa chọn mô hình, kiểm tra độ chính xác của mô hình trước khi đưa mô hình vào ứng dụng thực tế. Để đánh giá mô hình tư vấn lọc công tác dựa trên sản phẩm, người xây dựng hệ thống cần thực hiện qua 2 bước sau: 5.1. Chuẩn bị dữ liệu cho đánh giá

Tập dữ liệu thực nghiệm được chia làm hai tập: tập dữ liệu huấn luyện (Training set) và tập dữ liệu kiểm tra (Testing set) [15]. Hiện tại, có ba phương pháp để chia tập dữ liệu cho việc đánh giá mô hình tư vấn được sử dụng phổ biến: cắt tập dữ liệu thành hai phần theo tỷ lệ cho trước (Splitting); cắt tập dữ liệu ngẫu nhiên nhiều lần (Bootstrap sampling) và cắt tập dữ liệu thành k phần bằng nhau (K-fold cross-validation) [15]. Trong nghiên cứu này, dữ liệu đánh giá được chia thành 5 phần bằng nhau (5-fold) để phục vụ cho 5 lần đánh giá mô hình. Trong mỗi lần đánh giá, 4 phần dữ liệu được sử dụng để xây dựng mô hình và 1 phần dữ liệu được sử dụng để đánh giá. Kết quả đánh giá của mô hình là giá trị trung bình của 5 lần đánh giá. 5.2. Đánh giá mô hình tư vấn

Có hai phương pháp để đánh giá mô hình tư vấn: đánh giá dựa trên các xếp hạng (Evaluation the ratings) và đánh giá dựa trên các gợi ý (Evaluation the recommendations) [8], [10]. Trong bài viết này, chúng tôi chỉ trình bày phương pháp đánh giá dựa trên các gợi ý của mô hình. Bởi vì phương pháp này có thể áp dụng được cả ma trận xếp hạng nhị phân và ma trận xếp hạng dạng số thực. Đánh giá dựa trên các gợi ý là phương pháp đánh giá độ chính xác của mô hình bằng cách so sánh các gợi ý của mô hình đưa ra với các lựa chọn mua hay không mua của người dùng. Phương pháp này sử dụng ma trận hỗn độn 2x2 (Confusion matrix) để tính giá trị của ba chỉ số: độ chính xác (Precision), độ bao phủ (Recall) và trung bình điều hòa giữa độ chính xác và độ bao phủ (F-measure). Mô hình được đánh giá là tốt khi ba chỉ số trên có giá trị cao [8], [10].

Bảng 1. Ma trận hỗn độn

Lựa chọn của người dùng

Gợi ý của mô hình

Gợi ý Không gợi ý

Mua TP FN

Không mua FP TN


Với: TP: Những sản phẩm được mô hình gợi ý đã được mua. FP: Những sản phẩm được mô hình gợi ý không được

mua. FN: Những sản phẩm không được mô hình gợi ý đã

được mua. TN: Những sản phẩm không được mô hình gợi ý không

được mua. Precision = ố ả ẩ ợ ý í áổ ố ả ẩ đượ gợiý = +Recall = ố ả ẩ gợiý í áổ ố ả ẩ đượ = +− = 2 ∗ Precision ∗ RecallPrecision + Recall6. Thực nghiệm6.1. Xử lý dữ liệu thực nghiệm

Mô hình được thực nghiệm trên tập dữ liệu MSWeb. Đây là tập dữ liệu về người dùng Microsoft truy cập các trang web trong thời gian một tuần trong tháng 2 năm 1998 được lấy mẫu và xử lý từ file log của địa chỉ www.microsoft.com. Tập dữ liệu này bao gồm 38.000 người dùng nặc danh truy cập truy cập trên 285 địa chỉ web gốc và được xử lý và tổ chức thành ma trận nhị phân với 32.710 hàng, 285 cột và 98.653 giá trị xếp hạng. Tuy nhiên, qua khảo sát chúng tôi thấy rằng có khá nhiều người dùng chỉ truy cập một vài trang web và khá nhiều trang web chỉ được truy cập bởi một vài người dùng.

Để tăng độ tin cậy của kết quả gợi ý của mô hình, chúng tôi tiến hành xây dựng tập dữ liệu cho mô hình theo điều kiện chỉ chọn những người dùng truy cập ít nhất 10 địa chỉ web và những trang web được truy cập ít nhất 50 người dùng.

Sau khi thực hiện các thao tác chọn lọc, chúng tôi đã có ma trận nhị phân cho thực nghiệm có kích thước 796 x 135. Ma trận dữ liệu thực nghiệm được chia làm hai tập con: Tập dữ liệu huấn luyện có kích thước 626 x 135 (chiếm 80%), Tập dữ liệu kiểm tra có kích thước 170 x 135 (chiếm 20%). 6.2. Công cụ thực nghiệm

Để triển khai thực nghiệm, chúng tôi sử dụng công cụ ARQAT được triển khai trên ngôn ngữ R. Đây là gói công cụ được nhóm nghiên cứu phát triển từ nền tảng của công cụ ARQAT phát triển trên Java [11].

Công cụ này gồm các chức năng: xử lý dữ liệu; chức năng tính ma trận tương đồng của các sản phẩm dựa trên ma trận xếp hạng; chức năng tính ma trận tương đồng giữa các sản phẩm dựa trên các thuộc tính; các chức năng xây dựng và đánh giá mô hình của hệ tư vấn [16]. 6.3. Mô hình IBCF dựa trên ma trận tương đồng xếp hạng

Chúng tôi tiến hành xây dựng mô hình dựa trên ma trận

tương đồng dựa vào giá trị xếp hạng và kiểm tra mô hình trên tập dữ liệu kiểm tra với 156 người dùng. Kết quả tư vấn của mô hình được xuất ra theo định dạng ma trận với cấu trúc 6 x 156 (mỗi cột là một người dùng, mỗi ô là một trang web được chọn để giới thiệu cho người dùng ở cột tương ứng). Hình 1 trình bày kết quả tư vấn cho 6 người dùng đầu tiên, với mỗi người dùng chọn 6 trang web được xếp hàng cao nhất.

Hình 1. Kết quả IBCF dựa trên ma trận tương đồng xếp hạng cho 6 người dùng đầu tiên

6.4. Mô hình IBCF dựa trên ma trận tích hợp Sau khi ma trận tích hợp được thay vào mô hình, chúng

tôi chạy lại mô hình một lần nữa với tập dữ liệu kiểm tra (156 người dùng). Tương tự lần chạy trước, kết quả tư vấn của mô hình được xuất ra theo định dạng ma trận với cấu trúc 6 x 156. Hình 2 trình bày kết quả tư vấn cho 6 người dùng đầu tiên, với mỗi người dùng chọn 6 sản phẩm được xếp hàng cao nhất.

Hình 2. Kết quả IBCF dựa trên ma trận tích hợp cho 6 người dùng đầu tiên

6.5. So sánh kết quả hai mô hình Để so sánh độ chính xác của hai mô hình, chúng tôi tính

các chỉ số TP, FP, FN, TN, Precision, Recall và F-measure của hai mô hình dựa trên dữ liệu được xây dựng bằng phương pháp K-fold (k=5). Kết quả tính toán các chỉ số trên của hai mô hình được trình bày trong Hình 3. Trong hình này, chúng tôi thấy rằng các chỉ số Precision, Recall và F-measure trên mô hình IBCF dựa trên ma trận tích hợp có giá trị cao hơn so với các giá trị này trên mô hình IBCF dựa trên ma trận tương đồng xếp hạng. Điều này cho thấy việc tích hợp ma trận tương đồng dựa trên thuộc tính sản phẩm vào mô hình IBCF đã làm tăng độ chính xác của kết quả tư vấn.

58 Phan Quốc Nghĩa, Đặng Hoài Phương, Huỳnh Xuân Hiệp

Hình 3. So sánh các chỉ số Precision, Recall và F-measure của

hai mô hình

7. Kết luận Theo các khảo sát thực tế, các hệ thống online đang có

xu hướng gia tăng số lượng người dùng đáng kể. Điều này đã gây ra một vấn đề khó khăn cho các hệ tư vấn lọc cộng tác dựa trên người dùng do phải mất quá nhiều thời gian cho việc tìm ra các người dùng tương đồng. Chính vì thế, mô hình tư vấn lọc cộng tác dựa trên sản phẩm đang được nhiều nhà thiết kế hệ tư vấn lựa chọn để rút ngắn thời gian tính toán bởi vì số lượng các sản phẩm luôn ít hơn và ổn định hơn số lượng khách hàng. Trong bài báo này, chúng tôi đề xuất một phương pháp để cải thiện độ chính xác của mô hình tư vấn lọc cộng tác dựa trên sản phẩm bằng cách xây dựng ma trận tích hợp để thay thế cho ma trận tương đồng dựa trên giá trị xếp hạng trong mô hình IBCF truyền thống. Kết quả thực nghiệm trên tập dữ liệu MSWeb cho thấy, mô hình mà chúng tôi đề xuất có các chỉ số Precision, Recall và F-measure cao hơn mô hình tư vấn lọc cộng tác dựa trên sản phẩm truyền thống.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] B. M. Sarwar, G. Karypis, J. A. Konstan, and J. Reidl, “Item-based

collaborative filtering recommendation algorithms”, ACM WWW ’01, 2001, 10 (285–295).

[2] Bobadilla, Ortega, Hernando and Gutiérrez, “Recommender systems survey”, Knowledge-Based Systems 46 (2013), 2013, 23 (109–132).

[3] Dietmar Jannach, Markus Zanker, Alexander Felfernig and Gerhard Friedrich, Recommender Systems An Introduction, Cambridge University Press, ISBN 978-0-521-49336-9, 2011.

[4] F. Liu and H. J. Lee, “Use of social network information to enhance

collaborative filtering performance”, Expert Systems with Applications 37(7), 2010, 6 (4772-4778).

[5] Francesco Ricci, Lior Rokach and Bracha Shapira, “Introduction to Recommender Systems Handbook”, Springer-Verlag and Business Media LLC, 2011, 35(1-35).

[6] G. Linden, B. Smith, and J. York, “Amazon.com recommendations: Itemto-item collaborative filtering”, IEEE Internet Computing, vol. 7, no. 1, 2003, 14 (76–80).

[7] Gabor Takacs et al, “Scalable collaborative filtering approaches for large recommender systems”, Journal of Machine Learning Research, 2009, 33 (623-656).

[8] Gunawardana A and Shani G, “A Survey of Accuracy Evaluation Metrics of Recommendation Tasks”, Journal of Machine Learning Research, v10, 2009, 27 (2935–2962).

[9] Guy Shani and Asela Gunawardana, “Evaluating Recommendation Systems”, Microsoft Research, 2009, 42 (1-42).

[10] Herlocker JL, Konstan JA, Terveen LG and Riedl JT, “Evaluating collaborative filtering recommender systems”, ACM Transactions on Information Systems, 22(1), ISSN 1046-8188, 2004, 42 (5–53).

[11] Hiep Xuan Huynh, Fabrice Guillet, Henri Briand, “ARQAT: An Exploratory Analysis Tool For Interestingness Measures”, 2005, 10 (334-344).

[12] Jack S. Breese, David Heckerman and Carl M. Kadie, “Anonymous web data from www.microsoft.com”, Microsoft Research, Redmond WA. 98052-6399. USA, 1998, https://kdd.ics.uci.edu/databases/msweb/msweb.html.

[13] Martin P. Robillard, Walid Maalej, Robert J. Walker and Thomas Zimmermann, Recommendation Systems in Software Engineering, Springer Heidelberg New York Dordrecht London, ISBN 978-3-642-45135-5 (eBook), 2014.

[14] Michael D. Ekstrand, John T. Riedl and Joseph A. Konstan, “Collaborative Filtering Recommender Systems”, Foundations and Trends in Human–Computer Interaction Vol. 4, No. 2 (2010), 2010,92 (81–173).

[15] Michael Hahsler, “recommenderlab: A Framework for Developing and Testing Recommendation Algorithms”, The Intelligent Data Analysis Lab at SMU, http://lyle.smu.edu/IDA/recommenderlab/, 2011.

[16] Michael Hahsler, “Lab for Developing and Testing Recommender Algorithms”, Copyright (C) Michael Hahsler (PCA and SVD implementation (C) Saurabh Bathnagar), http://R-Forge.R-project.org/projects/recommenderlab/, 2015.

[17] Michel Marie Deza and Elena Deza, Encyclopedia of Distances, Springer, 2014.

[18] Prem Meville and Vikas Sindhwani, “Recommender Systems. Encyclopedia of Machine Learning”, Springer-Verlag, 2010, 9 (829-838).

[19] Xiaoyuan Su and Taghi M. Khoshgoftaar, “A Survey of Collaborative Filtering Techniques”, Advances in Artificial Intelligence archive, Volume 2009, Article No. 4, 2009, 20 (1-20).



TÍNH TOÁN TỰ ĐỘNG HÓA MẠCH VÒNG CHO XUẤT TUYẾN 471 VÀ 472 QUẬN BA, THÀNH PHỐ ĐÀ NẴNG SỬ DỤNG PHẦN MỀM OPCOORD

CALCULATION FOR LOOP AUTOMATION ON TWO OUTGOING-FEEDERS 471&472 IN DISTRICT 3, DANANG CITY USING OPCOORD SOFTWARE

Phan Hoàng Phúc1, Nguyễn Thị Linh Giang2, Lê Kim Hùng3 112DCLC Khoa Điện, Trường Đại học Bách khoa, ĐHĐN; [email protected]

212DCLC Khoa Điện, Trường Đại học Bách khoa, ĐHĐN; [email protected] 3Trường Đại học Bách khoa, ĐHĐN; [email protected]

Tóm tắt - Ngày nay, để nâng cao độ tin cậy cung cấp điện tronglưới điện phân phối, người ta đã ứng dụng mô hình tự động hóamạch vòng sử dụng các thiết bị phân đoạn nhằm tự động cô lập sựcố như: recloser, sectionalizer,… và sử dụng nhiều loại rơle số tíchhợp nhiều đặc tuyến bảo vệ theo tiêu chuẩn IEC, ANSI/IEEE. Tuynhiên, việc phối hợp chọn lọc các thiết bị bảo vệ với các đặc tuyếntrong tự động hóa mạch vòng hiện nay gặp nhiều vấn đề khó giảiquyết khi tính toán phối hợp tác động bảo vệ giữa các thiết bị. Bàibáo tập trung vào trình bày việc cải tạo lưới điện phân phối Đà Nẵngtheo mô hình tự động hóa mạch vòng và đánh giá thông qua các tiêuchuẩn độ tin cậy như SAIDI, SAIFI, MAIFI,… ở xuất tuyến 471 và472 Quận 3 (E13) nhằm đảm bảo tính kinh tế và hiệu quả trong khaithác vận hành; đồng thời ứng dụng các phần mềm Opcoord để hỗtrợ tính toán, mô phỏng đặc tuyến các thiết bị bảo vệ trên lưới phânphối và thành lập phiếu bảo vệ rơle một cách nhanh chóng.

Abstract - Nowadays, in order to increase the reliability of electrical distribution grid, various types of digital relay including protection characteristic integrated relays based on IEC and ANSI/IEEE standards, loop automation system using recloser, sectionalizer and automatic fault isolation have been widely used. However, many experts agree that there is still no optimal method in choosing and combining the appropriate guard devices to coordinate equipment protection. Our focus in this paper is to maximize the performance of the Danang electrical distribution grid in two outgoing-feeders 471 & 472 in District 3(E13) in both technical and economic viewpoints. We also use proper software Opcoord to calculate and model equipment protection characteristics on electrical distribution system and to quickly create relay installed data.

Từ khóa - SAIDI; SAIFI; MAIFI; Lưới điện phân phối; rơle số; tiêuchuẩn IEC; ANSI/IEEE; Recloser; Sectionalizer

Key words - SAIFI; SAIDI; MAIFI; Electric distribution system; Digital relay; IEC & ANSI/IEEE standard; Recloser; Sectionalizer


Hiện nay, để nâng cao chất lượng cung cấp điện thì Tập đoàn Điện lực Việt Nam (EVN) đã đưa ra các chỉ tiêu về độ tin cậy cung cấp điện như SAIFI, SAIDI, MAIFI... để đánh giá. Với vai trò là một trong các Công ty Điện lực(PC) phân phối điện năng cho thành phố lớn, PC Đà Nẵng đã và đang phải thực hiện việc cải tạo cho các xuất tuyến cũ không đáp ứng được chỉ tiêu độ tin cậy đề ra [1].

Đứng trước bài toán nâng cao độ tin cậy, qua nhiều phân tích và đánh giá thì áp dụng mô hình tự động hóa mạch vòng là lời giải cho thời điểm hiện tại. Ứng dụng tự động hóa mạch vòng cho lưới phân phối mang lại nhiều ưu điểm và khắc phục các nhược điểm khi cung cấp điện cho các khách hàng như: khả năng tự động cô lập điểm sự cố, tự động khôi phục sự cố khi ngắn mạch thoáng qua và đồng thời tự động cung cấp điện dự phòng cho các phụ tải.

Việc triển khai áp dụng mô hình tự động hóa mạch vòng đồng nghĩa với việc lắp đặt các thiết bị thông minh trên các xuất tuyến chính như: MC có tích hợp TĐL, recloser, sectionalizer, rơle số,… Tuy nhiên, khi lắp đặt và phối hợp các thiết bị lại với nhau để tạo thành mạng lưới bảo vệ cho xuất tuyến thì việc chọn các thông số chỉnh định như tính toán lý thuyết đôi khi không đảm bảo độnhạy và bậc thời gian ∆ giữa hai đường đặc tuyến [2].

Vì vậy, việc áp dụng các phần mềm hỗ trợ mô phỏng các đặc tuyến thời gian phụ thuộc theo tiêu chuẩn IEC, ANSI/IEEE sẽ dễ dàng và linh hoạt hơn khi cài đặt rơle trong việc phối hợp. Trong bài báo, việc tính toán tự độnghóa mạch vòng sẽ thực hiện cho xuất tuyến 471 và 472

Quận 3 Đà Nẵng sau cải tạo bằng phần mềm PSS/ADEPT, kết hợp với phần mềm OPCOORD [3].

2. Tự động hóa mạch vòng cho xuất tuyến 471 & 472 Quận 3 (E13), thành phố Đà Nẵng 2.1. Cải tạo thiết bị cho xuất tuyến 471 & 472 E13

Đây là hai tuyến đường dây trung áp trên không có kết nối mạch vòng (vận hành hở) qua DCL153-4 Đông Trà tại vị trí trụ T153. Khi có sự cố trên mỗi xuất tuyến, các MC 471 & 472 E13 đầu nguồn phối hợp với các recloser 471 Lê Văn Hiến và 471 Non Nước sẽ làm nhiệm vụ bảo vệ đường dây.

Đặc tính phụ tải của hai xuất tuyến chủ yếu là phụ tải sinh hoạt.

Hình 1. Sơ đồ 2 xuất tuyến 471 & 472 E13 sau khi cải tạo

Nhược điểm của xuất tuyến là khi xảy ra sự cố đầu nguồn trên một trong hai xuất tuyến, việc đóng DCL chuyển tải 153-4 Đông Trà phải thực hiện bằng tay làm thời gian mất điện lâu.

Nhằm nâng cao độ tin cậy cung cấp điện, phương án đề

60 Phan Hoàng Phúc, Nguyễn Thị Linh Giang, Lê Kim Hùng

xuất là lắp thêm một Recloser có điều khiển SCADA tại vị trí DCL153-4 Đông Trà tại trụ T153 (Hình 1) với nhiệm vụ liên lạc giữa hai xuất tuyến 471E13 và 472E13. Recloser liên lạc giữa hai xuất tuyến 471E13 và 472E13 này sẽ hoạt động ở chế độ thường mở và chỉ tác động đóng Recloser khi phát hiện mất nguồn từ 1 trong 2 phía của mạch vòng. 2.2. Phối hợp bảo vệ các thiết bị cho xuất tuyến sau cải tạo 2.2.1. Phương pháp tính toán bảo vệ của các thiết bị

Vấn đề đặt ra ở đây là, khi đưa thêm một thiết bị mới vào lưới cần đảm bảo yêu cầu phối hợp tác động với các thiết bị tự động khác sao cho đóng, cắt đúng quy trình và chọn lọc để đảm bảo thời gian mất điện là bé nhất. Vì vậy, khi tiến hành cải tạo cho XT471&472 E13 ta cần phân tích để tiến hành phối hợp các thiết bị bảo vệ trên các xuất tuyến sao cho đảm bảo tính chọn lọc khi tác động. Trên lưới điện phân phối hiện nay thường sử dụng rơle quá dòng pha (50/51) và quá dòng chạm đất (50/51N). Các thông số tính toán dòng khởi động của các bảo vệ này dựa trên các công thức sau [4]:

a. Bảo vệ quá dòng pha- Bảo vệ quá dòng cắt nhanh Dòng điện khởi động bảo vệ được tính toán như sau:

maxNngatKDB IKI ×=

Dòng điện khởi động của Rơle: )3(

sđI

KDBKDR K

nII ×=

Trong đó:

atK : Hệ số an toàn. Lấy atK = 1.1-1.2.

maxNngI : Dòng ngắn mạch ngoài lớn nhất.

In : Tỉ số biến dòng cấp cho role. )3(

sđK : Hệ số sơ đồ (tùy thuộc sơ đồ nối BI và RL)

- Bảo vệ quá dòng có thời gian Dòng điện khởi động bảo vệ được tính toán như sau:

maxlvtv

mmatKDB I

KKK

I×

=

Dòng điện khởi động của rơle: )3(

sđI

KDBKDR K

nII ×=

Trong đó:

mmK : Hệ số mở máy của động cơ (Kmm = 1.1-1.5)

tvK : Hệ số trở về. Với rơle kỹ thuật số, lấy 0,96tvK =

maxlvI : Dòng làm việc lớn nhất qua bảo vệ

b. Bảo vệ quá dòng chạm đấtPhương pháp tính toán cho bảo vệ quá dòng chạm đất

tính tương tự như bảo vệ quá dòng pha [4]. 2.2.2. Phương pháp phối hợp đặc tính thời gian bảo vệ các thiết bị

Thời gian tác động của bảo vệ quá dòng pha và chạm

đất với các rơle số được xác định qua tiêu chuẩn IEC 60255-3 có đặc tính thời gian phụ thuộc được xác định theo công thức sau [5]:

( )11 ⎟

⎟⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜⎜⎜

⎝

⎛

+

−

×= L

sII

KTMSt

α

Trong đó: t: thời gian tác động của bảo vệ; I/Is: bội số dòng ngắn mạch; I: giá trị dòng sự cố đo được; Is: giá trị dòng cài đặt cho bảo vệ; TMS: hệ số nhân thời gian dùng để hiệu chỉnh các họ

đặc tuyến bảo vệ; α, K, L: hệ số phụ thuộc vào từng họ đặc tuyến bảo vệ,

tra theo Bảng 1. Bảng 1. Hệ số xác định các họ đặc tuyến bảo vệ

Loại đường cong Tiêu chuẩn Hệ số K Hệ số α Hệ số L

Short Time inverse AREVA 0,05 0,04 0

Standard Inverse IEC 0,14 0,02 0

Very Inverse IEC 13,5 1 0

Extremely Inverse IEC 80 2 0

Long Time Inverse ALSTOM 120 1 0

Short Time Inverse CO2 0,02394 0,02 0,01694

Moderately Inverse ANSI/IEEE 0,0515 0,02 0,114

Long Time Inverse CO8 5,95 2 0,18

Very Inverse ANSI/IEEE 19,61 2 0,491

Extremely Inverse ANSI/IEEE 28,2 2 0,1215

Theo lý thuyết việc phối hợp bảo vệ được thực hiện từ phía tải về phía nguồn [4]. Tuy nhiên, trên thực tế thì được phối hợp theo hướng ngược lại, bởi vì các thông số nguồn, thông số chỉnh định rơle được cung cấp bởi trung tâm điều độ [6]. Do đó, việc phối hợp ở lưới phân phối sẽ được tính toán và phối hợp từ phía nguồn về phía tải.

Việc tính toán chỉnh định cần thu thập các thông số sau: - Giá trị cài đặt cho MC phân đoạn hoặc MC lộ tổng

của xuất tuyến cần tính. - Thông số đường dây, phụ tải của từng vùng bảo vệ. Từ các thông số đầu vào ta thực hiện tính toán phối hợp

theo trình tự các bước như sau: Bước 1: Tính toán các giá trị dòng cần cho việc phối

hợp: Ilvmax, INmin, INngmax,… bằng phần mềm PSS/ADEPT.


Bước 2: Tính toán dòng đặt, dòng khởi động cho rơle, đồng thời kiểm tra độ nhạy cho bảo vệ 50/51 và 50/51N.

Bước 3: Chọn bậc thời gian ∆ dao động từ (0.2-0.3)s để tránh trường hợp vượt cấp khi cắt MC.

Bước 4: Giá trị thời gian được cài đặt của bảo vệ cho các rơle đầu xuất tuyến là hiệu thời gian cài đặt bảo vệ của MCpđ với thời gian ∆ .

Bước 5: Tính và kiểm tra hệ số nhân thời gian TMS>0 và so sánh giá trị ∆ >∆ để đảm bảo phối hợp không bị nhảy vượt cấp. Tiếp theo, nhập các thông số phần mềm OPCOORD để phối hợp các đường đặc tuyến.

Bước 6: Xuất kết quả và mô phỏng. 2.2.3. Xây dựng thuật toán cho phương pháp

Quy trình tính toán phối hợp được thể hiện qua lưu đồ thuật toán như Hình 2 sau:

Hình 2. Lưu đồ thuật toán tính toán phối hợp bảo vệ

Lưu ý: Khi thực hiện ở bước 5, đối với trường hợp xảy ra một hay nhiều điểm không đảm bảo về bậc thời gian ∆ (tại đó dễ xảy ra bảo vệ vượt cấp) thì ta tiến hành chọn lại đường đặc tuyến. Khi chọn các đường đặc tuyến mà vẫn không thỏa mãn ta tiến hành giảm dòng khởi động bảo vệ xuống, tính lại giá trị TMS và kiểm tra xem có đảm bảo điều kiện ∆ giữa các đường đặc tuyến.

2.2.4. Ứng dụng phần mềm vào tính toán cho lưới thực tế tại Đà Nẵng

Dựa vào phương pháp và các bước đã trình bày ở trên, ta ứng dụng phần mềm OPCOORD để tính toán phối hợp cho xuất tuyến 471 và 472 E13 khi được cải tạo thành mạch vòng. Ta tính toán phối hợp điển hình cho 03 máy cắt -Recloser khi xảy ra sự cố F3 trên xuất tuyến 472E13 (Hình 3), lúc đó xuất tuyến 471E13 sẽ cung cấp điện cho các phụ tải sau recloser 471 Non Nước thông qua Tie-Recloser Đông Trà. Việc tính toán khi xảy ra sự cố F1 giữa MC471E13 và 471LVH trên xuất tuyến 471E13 được phân tích tương tự.

Hình 3. Sơ đồ bảo vệ F50/51 471 & 472 E13 khi sự cố F3

Hình 4. Sơ đồ bảo vệ F50/51N 471 & 472 E13 khi sự cố F3

Sau khi tính toán, ta có được giá trị dòng khởi động rơle của các thiết bị bảo vệ, cụ thể như Hình 3 và Hình 4. Từ đó, dựa vào (1), ta tính được bội số thời gian TMS.

Hình 5. Đặc tuyến bảo vệ 50/51 cho XT471E13

Từ số liệu tính toán được, ta tiến hành nhập các thông số cần thiết mà phần mềm OPCOORD yêu cầu để thực hiện phối hợp. Trong quá trình phối hợp, nếu xảy ra trường hợp các đường đặc tuyến không đảm bảo về bậc thời gian ∆ từ các thông số đã nhập, chương trình sẽ giúp ta tiến hành điều chỉnh như đã trình bày trong mục lưu ý ở phần 2.2.2. Kết quả

Rơle MC471

Recloser 471 LVH

TR Đông Trà

Rơle MC 412

Bắt đầu

Tính toán IKDB, IKDR, Kn của F50/51 &F50/51N

Nhập thông số MCpđ 412 do A3 cung cấp

Chọn dạng đường cong thích hợp

Chọn bậc phân cấp thời gian ∆

Chọn giá trị IKDB phù hợp. Tính bội số thời gian TMS, bậc thời gian ∆

∆ ∆In kết quả

Kết thúc

Đ

S

Đ

S

TMS > 0?

62 Phan Hoàng Phúc, Nguyễn Thị Linh Giang, Lê Kim Hùng

sau việc điều chỉnh được cho ở Hình 5 và Hình 6 đã đảm bảo được bậc thời gian ∆ giữa các đặc tuyến liền kề, giảm được tình trạng nhảy vượt cấp khi có ngắn mạch xảy ra. Mặt khác, các đường đặc tuyến được vẽ trong lúc dòng sự cố max và khi thử lại với dòng sự cố min thì các đường đặc tuyến vẫn cắt chọn lọc, đảm bảo được độ nhạy thiết bị.

Hình 6. Đặc tuyến bảo vệ 50/51N cho XT 471E13

Với các đường đặc tuyến đã phối hợp cho bảo vệ 50/51, 50/51N ở xuất tuyến 471&472E13, ta tiến hành xuất ra bảng giá trị chỉnh định rơle cho xuất tuyến điển hình 471E13 từ phần mềm OPCOORD như ở Bảng 2.

Bảng 2. Phiếu chỉnh đinh rơle cho xuất tuyến 471E13

Rơle 471E13

Thông số

Ikđ (A) Iđ

t>

/TMS t>> Curve

F50 3700 61,67 0,5 Standard Inv F51 360 6 0,17

F50N 3200 53,33 0,5 Standard Inv F51N 180 3 0,22

Recloser 471 Lê Văn Hiến

Thông số

Ikđ (A) Iđ

t>

/TMS t>> Curve

F50 2900 9,67 0,3 IEC Inv

F51 260 0,87 0,12

F50N 2700 9 0,3 IEC Inv

F51N 140 0,47 0,15

Tie-Recloser Đông Trà (theo chiều 471E13)

Thông số

Ikđ (A) Iđ

t>

/TMS t>> Curve

F50 2400 8 0,1 IEC VI

F51 100 0,33 0,26

F50N 2300 7,67 0,1 IEC Inv

F51N 120 0,4 0,06

Việc thành lập bảng số liệu các giá trị cài đặt cho rơle có ý nghĩa quan trọng trong công tác cài đặt các thông số để bảo vệ lưới điện [6]. Mặt khác, thông qua các thông số trong phiếu chỉnh định, người vận hành dễ dàng kiểm tra lỗi trong việc cài đặt và hiệu chỉnh các giá trị sao cho phù hợp với thực tế vận hành.

2.3. Độ tin cậy trước và sau khi cải tạo Để đánh giá độ tin cậy cung cấp điện ở lưới phân phối,

hiện nay các công ty điện lực sử dụng phần mềm PSS/ADEPT để tính toán độ tin cậy. Các chỉ số độ tin cậy thường được đánh giá qua các công thức tính sau [5]:

SAIFI – Tần suất ngừng cung cấp điện trung bình hệ thống. ổ ố á à ị ấ đ ệổ ố á à óđ ệ ∑

SAIDI –Thời gian ngừng cung cấp điện trung bình của hệ thống. ờ á à ị ấ đ ệổ ố á à óđ ệ ∑

MAIFI – Tần suất trung bình của mất điện thoáng qua. ố á à ị ấ đ ệ á ổ ố á à đượ ấ đ ệ ∑

Trong đó: Ti: Thời gian mất điện kéo dài trên 5 phút lần thứ i Ki: Số khách hàng sử dụng điện bị ảnh hưởng bởi lần

mất điện kéo dài trên 5 phút lần thứ i Li: Số khách hàng sử dụng điện bị ảnh hưởng bởi lần

mất điện thoáng qua không quá 5 phút lần thứ i n: Số lần mất điện kéo dài trên 5 phút K: Tổng số khách hàng sử dụng điện của đơn vị phân

phối hoặc của khu vực tính toán m: Số lần mất điện thoáng qua không quá 5 phút Thông qua mô hình tự động hóa lưới phân phối đối với

xuất tuyến 471&472 E13 đã cải tạo, ta tiến hành tính toán và so sánh các chỉ tiêu độ tin cậy của xuất tuyến xem xét so với lúc chưa cải tạo như Bảng 3.Việc thu thập các chỉ số dựa trên lịch công tác vận hành, thống kê khi sửa chữa sự cố tại phòng Điều độ PC Đà Nẵng.

Bảng 3. So sánh chỉ số độ tin cậy trước và sau cải tạo

Chỉ số độ tin cậy Trước cải tạo Sau cải tạo

SAIDI 2,3 2,1

SAIFI 1,2 1,0

MAIFI 6,5 6,8

Kết quả này đã chứng tỏ các chỉ số SAIDI, SAIFI của lưới điện sau khi áp dụng tự động hóa mạch vòng đã được giảm xuống. Đồng nghĩa với việc độ tin cậy cung cấp điện đã được cải thiện.

Mặt khác, nhiều sự cố gây mất điện kéo dài trên 5 phút (thông qua chỉ số thống kê Ki) đã được khắc phục và trở thành sự cố thoáng qua không quá 5 phút. Điều này chứng tỏ hệ số MAIFI trong tính toán có thể sẽ tăng lên so với suất sự cố mất điện thoáng qua ở lưới điện cũ.

3. Kết luận Sự tăng trưởng nhanh chóng của các phụ tải cũng như

việc thực hiện nghiêm ngặt các quy định, yêu cầu của lưới điện phân phối buộc chúng ta phải đưa ra các tiện ích, giải pháp cải thiện để nâng cao độ tin cậy cung cấp điện. Tự động hóa lưới điện phân phối được xem như một mô hình

Rơle MC471

Recloser 471 LVH

TR Đông Trà

Rơle MC 412


được quan tâm cho việc cải thiện chỉ số độ tin cậy lưới phân phối, góp phần vào việc xây dựng một lưới điện thông minh với khả năng tự động hóa cao.

Với việc ứng dụng mô hình tự động hóa lưới phân phối, thông qua đề xuất lắp đặt thêm thiết bị để cải tạo cho xuất tuyến 471 & 472 E13; ta có một số nhận xét sau:

- Các thiết bị bảo vệ tự động áp dụng trong cải tạo lưới phân phối đã đảm bảo được tính chọn lọc tác động; độ tin cậy cấp điện cho khách hàng được nâng cao.

- Các kết quả đạt được qua việc áp dụng tự động hóa mạch vòng điển hình cho XT471 & 472 E13 thuộc Điện lực Thành phố Đà Nẵng có thể được tham khảo để áp dụng

cho chính xuất tuyến 471 & 472 E13 cũ, cũng như các xuất tuyến tương tự của lưới phân phối.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Báo cáo kỹ thuật của PC Đà Nẵng, 2014. [2] GS.TS. Trần Đình Long, Bảo vệ các Hệ thống điện, NXB Khoa học

và kỹ thuật, 2008. [3] Phần mềm OPCOOD được xây dựng bởi PC Quảng Bình. [4] GS.TS. Lê Kim Hùng, ThS. Đoàn Ngọc Minh Tú, Bảo vệ rơle và tự

động hóa trong hệ thống điện, 1998. [5] TS. Nguyễn Hoàng Việt, Bảo vệ rơle và tự động hóa trong hệ thống

điện, 2003. [6] Quy trình thành lập phiếu chỉnh định rơle, Phòng Điều độ PC Đà Nẵng.


64 Cao Xuân Tuấn, Nguyễn Mạnh Hùng, Võ Trung Hùng

MỘT MÔI TRƯỜNG THỐNG NHẤT ĐỂ BIỂU DIỄN, LƯU TRỮ, SOẠN THẢO VÀ XỬ LÝ CÁC CÔNG THỨC TOÁN HỌC

A UNIFIED ENVIRONMEN FOR REPRESENTATION, STORAGE, EDITING AND HANDLING OF MATHEMATICAL FORMULA

Cao Xuân Tuấn2, Nguyễn Mạnh Hùng1, Võ Trung Hùng2 1Học viện Công nghệ Bưu chính Viễn thông; [email protected]

2Đại học Đà Nẵng; [email protected]; [email protected]

Tóm tắt - Trong bài báo này, chúng tôi trình bày kết quả nghiêncứu về việc đề xuất và xây dựng một môi trường thống nhất đểbiểu diễn, lưu trữ, soạn thảo và xử lý các tài liệu có chứa công thứctoán học. Chúng tôi đề xuất một không gian thống nhất để biểudiễn và lưu trữ các công thức toán học dựa trên nền tảng của tiêu chuẩn MathML, đây là một tiêu chuẩn được W3C khuyến cáo sử dụng cho tài liệu có chứa các công thức toán. Đặc biệt, môi trường này cho phép người sử dụng dễ dàng thực hiện các chức năng tìm kiếm, sao chép và chuyển đổi các công thức toán học giữa các phần mềm soạn thảo khác nhau như WinWord, LaTex,... Môi trường này có nhiều ưu điểm so với các phần mềm soạn thảo hiệnnay và tạo tiền đề để xây dựng các hệ thống tìm kiếm tài liệu thôngqua các câu truy vấn có chứa công thức toán học.

Abstract - In this paper, we present our research on proposing and building a unified environment for representation, storage, editing and handling of documents containing mathematical formulas. We have proposed a unified space to represent and store the mathematical formula based on the standard MathML This is the standard recommended by W3C to use for documents that contain mathematical formulas. In particular, this environment enables users easily to perform functions such as searching, copying and converting the mathematical formula between different editing software programs such as WinWord, LaTex, ... This environment has many advantages compared with current editing software ,and creates prerequisites for building document search system via the query containing mathematical formulas.

Từ khóa - công thức toán học; biểu diễn dữ liệu; tiêu chuẩn lưu trữ; soạn thảo văn bản.

Key words - mathematical formula; data representation; storage standards; text editing.

1. Đặt vấn đềTrong những năm gần đây, cùng với sự phát triển mạnh

mẽ của mạng Internet và công nghệ Web là sự bùng nổ thông tin số. Số lượng người sử dụng và lượng thông tin sản sinh ra trên mạng Internet gia tăng rất nhanh và chúng ta có thể tìm thấy hầu hết các thông tin cần thiết khi có nhu cầu. Đặc biệt, lượng thông tin liên quan đến khoa học, phục vụ học tập, nghiên cứu cũng gia tăng nhanh chóng và phong phú về lĩnh vực. Vì vậy, việc khai thác hiệu quả các tài liệu nói chung và các tài liệu khoa học nói riêng trên Internet có ý nghĩa quan trọng trong phát triển khoa học và kinh tế vì nó góp phần đáng kể vào việc nâng cao chất lượng học tập và nghiên cứu. Theo số liệu thống kê, trong quá trình học tập và nghiên cứu con người đã chi phí một lượng lớn thời gian cho việc tìm kiếm, phân tích và tổng hợp các tài liệu hiện có. Các công cụ tìm kiếm phổ biến hiện nay như Google, Yahoo, Bing… chỉ hỗ trợ mạnh việc tìm kiếm các dữ liệu dưới dạng văn bản và hình ảnh, công việc tìm kiếm các dữ liệu đặc biệt như các công thức toán học thì các công cụ này hầu như chưa hỗ trợ.

Hiện nay, đã có nhiều công cụ cho phép soạn thảo và quản lý các công thức toán học, nhưng việc tìm kiếm còn gặp nhiều khó khăn. Để tìm kiếm một công thức toán học, chúng ta cần có một cơ chế thống nhất để mô tả, lưu trữ và tìm kiếm theo ngữ nghĩa tương ứng với công thức đó. Tương tự, đã xuất hiện một số công cụ hỗ trợ việc biểu diễn các công thức toán học trên môi trường Web, tuy nhiên các công cụ này chưa xác định được chuẩn mô hình và cách biểu diễn chung. Do sự đa dạng về cách biểu diễn công thức toán học trong các tài liệu khoa học, dẫn đến khó khăn trong việc diễn giải công thức cần tìm kiếm đối với người dùng và so sánh sự tương đồng giữa chúng.

Trong bài báo này, chúng tôi đề xuất mô hình phù hợp,

phát triển các bộ công cụ để soạn thảo công thức, soạn thảo chú thích và tìm kiếm các công thức toán học cũng như các giải pháp lưu trữ, quản lý và khai thác dữ liệu có chứa công thức toán học trong các tài liệu khoa học, đặc biệt là trên môi trường Web. Kết quả chúng tôi đã phát triển thành công một hệ soạn thảo văn bản hỗ trợ đầy đủ các chức năng liên quan đến công thức toán học gồm: soạn thảo, sao chép, tìm kiếm và chuyển đổi qua lại với các phần mềm soạn thảo khác.

Nội dung bài báo được tổ chức thành 5 mục chính. Mục 1 giới thiệu lý do nghiên cứu và thông tin chung của bài báo; mục 2 trình bày một số kết quả nghiên cứu liên quan; mục 3 trình bày giải pháp đề xuất bao gồm mô hình tổng quát, lưu trữ, soạn thảo và các giải pháp để sao chép, tìm kiếm, chuyển đổi,...; mục 4 trình bày kết quả thử nghiệm; mục 5 trình bày kết quả đánh giá; và cuối cùng là kết luận để tổng kết nội dung đạt được, ý nghĩa của nghiên cứu và hướng phát triển.

2. Một số nghiên cứu liên quanCác nghiên cứu liên quan đến các tài liệu chứa công

thức toán học tập trung vào 3 hướng chính: 1) Các tiêu chuẩn để lưu trữ công thức toán học trong các văn bản điện tử; 2) Soạn thảo và hiển thị các công thức toán học trên các văn bản; 3) Tìm kiếm công thức toán học. Các nghiên cứu trên chủ yếu được thực hiện bởi các nhà khoa học ở nước ngoài, ở Việt Nam các nghiên cứu về vấn đề này chưa nhiều và kết quả còn khá khiêm tốn.

Việc nghiên cứu các tiêu chuẩn để có thể lưu trữ và trao đổi các văn bản có chứa công thức toán học đã được các nhà khoa học, các công ty nước ngoài quan tâm từ rất sớm như: tiêu chuẩn TeX/LaTeX (đề xuất bởi Donald Knuth từ năm 1969 và đến năm 1991 đã có nhiều phiên bản ra đời và hỗ trợ nhiều ngôn ngữ khác nhau) [1], [2]; tiêu chuẩn MathML


(phát triển và phổ biến rộng rãi bởi W3C - World Wide Web Consortium do Tim Berners-Lee làm Chủ tịch) [3].

Bên cạnh các tiêu chuẩn lưu trữ, việc soạn thảo và xử lý các công thức toán học được nhiều nhà khoa học quan tâm. Hàng loạt các giải pháp đã được đề xuất và cho ra đời các công cụ soạn thảo, xử lý công thức toán như: MathMagic (phát triển bởi InfoLogic, Inc) [3], GtkMathView (phát triển bởi Luca Padovani, Đại học Torino, Ý) [4],…

Ngoài ra, việc nghiên cứu các công cụ cho phép có thể lưu trữ, lập chỉ mục, tìm kiếm các công thức toán đã và đang được nhiều nhà khoa học, tổ chức đầu tư nghiên cứu như: WolframAlpha (tự động xử lý và tính toán giá trị các biểu thức toán học) [4], [5], Symbolab (tìm kiếm tài liệu có chứa công thức toán cho trước) [6],…

Cho đến nay, đã có một số nghiên cứu nhằm đưa tiếng Việt vào TeX và một sản phẩm tiêu biểu cho hướng này là VnTeX. VnTeX hỗ trợ tiếng Việt cho LaTeX và TeX thuần thông qua các gói macro và phông chữ. VnTeX thường được đóng gói kèm trong các bản phân phối TeX như teTeX, TeXLive... [8]. Ngoài ra, một cách soạn thảo công thức toán và tiếng Việt trong TeX có thể được vẽ bằng các lệnh của TeX. Hiện đã có một số nghiên cứu liên quan đến xử lý văn bản tiếng Việt nhưng không nhiều và chưa chú trọng đến xử lý các công thức toán học trên văn bản [9].

3. Giải pháp đề xuất 3.1. Mô hình tổng quát

Từ nhu cầu thực tiễn của việc soạn thảo, tìm kiếm công thức toán học trên văn bản và những khó khăn do sự khác nhau về chuẩn định dạng nên không thể sao chép trực tiếp công thức giữa hai trình soạn thảo, chúng tôi đề xuất xây dựng một môi trường soạn thảo có thể giải quyết được các vấn đề trên.

Hình 1. Các mô hình hiện nay

Hình 1 minh họa thực trạng này: công thức toán học được soạn thảo trong môi trường MS Word thì chỉ có thể lưu trữ trong văn bản MS Word mà không thể sao chép hay lưu trữ sang một công cụ soạn thảo hay hệ thống lưu trữ khác như MathType, LaTeX... và ngược lại.

Từ thực tế này, chúng tôi đề xuất một giải pháp đồng bộ biểu diễn và lưu trữ công thức toán học như minh họa trong Hình 2. Theo đó, mô hình bao gồm hai mức xử lí: (i) mức xử lí công thức toán trong văn bản nằm ở mức thấp, và (ii) mức xử lí các văn bản chứa công thức toán, nằm ở mức cao hơn. Mức cao này sẽ được trình bày ở mục sau.

Ở mức xử lí công thức toán trong văn bản, các công thức toán học sẽ có một hệ thống soạn thảo đồng bộ chung, một hệ thống lưu trữ chung, và một hệ thống hiển thị chung. Khi đó, có hai vấn đề nảy sinh:

- Làm sao để chuyển đổi các công thức toán học từ môi trường soạn thảo truyền thống ban đầu sang môi trường soạn thảo đồng bộ chung này?

- Làm sao chuyển đổi các công thức toán học từ môi trường lưu trữ truyền thống ban đầu sang môi trường lưu trữ đồng bộ chung này?

Để giải quyết hai vấn đề này, chúng tôi đề xuất xây dựng một bộ chuyển đổi giữa cách biểu diễn các công thức toán học từ dạng ban đầu sang dạng đồng bộ chung, và ngược lại, chuyển đổi cách biểu diễn các công thức toán học từ dạng đồng bộ chung sang các dạng biểu diễn đang tồn tại trong thực tế hiện nay.

Hình 2. Mô hình đề xuất chi tiết

Như vậy, mô hình đề xuất của chúng tôi bao gồm ba thành phần được đề xuất mới:

- Một là bộ soạn thảo công thức toán học đồng bộ chung;

- Hai là hệ thống biểu diễn và lưu trữ công thức toán học đồng bộ chung;

- Ba là bộ chuyển đổi giữa các cách biểu diễn công thức toán học truyền thống đang tồn tại sang dạng biểu diễn đồng bộ chung, và ngược lại.

Trong mô hình này, có một số vấn đề cần phải xử lý liên quan đến công thức và chúng tôi đề xuất như sau.

3.2. Biểu diễn và lưu trữ công thức toán với MathML MathML [1] là một ứng dụng của XML để thể hiện ký

hiệu và công thức toán học với mục đích rộng là phương cách trao đổi thông tin toán học trên máy tính (để hiển thị cũng như để tính toán) và mục đích hẹp là hiển thị tài liệu toán học trên môi trường Web.

Đối với hiển thị trên môi trường Web, cấu trúc XML không ngắn gọn như TeX, nhưng có thể được dễ dàng sử dụng bởi các trình duyệt, cho phép hiển thị ngay lập tức công thức toán học một cách đẹp mắt, đồng thời truyền tải ý nghĩa toán học cho các phần mềm tính toán.

MathML được hỗ trợ bởi các phần mềm văn phòng như MS Word, OpenOffice.org cùng với các phần mềm tính toán kỹ thuật như Maple, Mathematica, và MathCad trên các nền nhiều hệ điều hành khác nhau như Linux, Windows,… 3.3. Soạn thảo công thức toán với Amaya

Để soạn thảo văn bản, chúng tôi đề xuất sử dụng phần mềm mã nguồn mở Amaya [10]. Amaya là phần mềm theo kiểu WYSIWYG (What You See Is What You Get), người


dùng có thể vừa soạn thảo và vừa có thể xem hiển thị kết quả trên trình duyệt. Các bộ công cụ của Amaya ở chế độ bảng lựa chọn tương tự như MS Word, OpenOffice.Org Math,... 3.4. Chuyển đổi công thức toán giữa MathML và các dạng khác

Việc chuyển đổi định dạng giữa MathML và các định dạng khác cho công thức toán học không gặp nhiều khó khăn khi triển khai trong thực tế. Vấn đề là tìm ra sự tương đương giữa MathML và chuẩn biểu diễn tương ứng trong TeX, LATEX, MS Word,... để tạo ánh xạ khi chuyển đổi.

Ví dụ, khi chuyển đổi từ MathML sang TeX thì mô hình tổng quát như sau:

Hình 3. Mô hình chuyển đổi công thức

Một đối tượng trong MathML được biểu diễn theo một cấu trúc được qui định trong mô hình đối tượng tài liệu (DOM) qui định bởi W3C [3].

Để thực hiện việc chuyển đổi giữa MathML và TeX, ta cần có một tập tin lưu trữ thông tin ánh xạ mỗi phần tử của MathML sang một phần tử tương ứng trong TeX. Tập tin ánh xạ là một thành phần có vai trò rất quan trọng trong quá trình chuyển đổi. Nó mô tả sự tương ứng một – một giữa mỗi phần tử của MathML và TeX. Tập tin ánh xạ chứa một XML - form và bao gồm cả mẫu để biểu diễn cả MathML và TeX.

Cú pháp chung để mô tả sự tương ứng của các đối tượng trong MathML và TeX được viết như sau:

<pat:template>

<pat:TeX op="\[TeX macro]"

parameters=" TEX expression"/>

<pat:mml op="mml-element"

mode="math|TeXt|spec">

. . .

[MathML expression]

. . .

</pat:mml>

</pat:template>

3.5. Sao chép công thức toán trong MathML Amaya là một trình soạn thảo đồng thời là trình duyệt

Web [10]. Vì vậy, mọi dữ liệu được tạo ra phải tuân thủ theo định dạng của một trang XHTML. Amaya có khả năng tự sinh thẻ khi sao chép dữ liệu dạng chuỗi từ ứng dụng khác vào trình duyệt, nhưng không thể tự sinh ra các thẻ của SVG khi sao chép dữ liệu hình ảnh từ ứng dụng khác sang.

Vì vậy, chúng tôi đề xuất xây dựng một chương trình thường trú và tích hợp vào Amaya để cho phép sao chép công thức được soạn thảo từ một ứng dụng khác sang trình duyệt Amaya .

Ý tưởng đề xuất là tiến hành sao chép công thức dưới dạng Text vào ClipBoard, rồi sau đó xử lý trên ClipBoard để chuyển sang ngôn ngữ đánh dấu MathML và cuối cùng chúng ta có thể dán vào Amaya.

Cách hoạt động của chương trình này như sau:

Hình 4. Mô hình sao chép công thức

Về sao chép công thức, chương trình thường trú Math Clipboard Converter sẽ nhận dạng bộ mã hóa đang dùng và tự động chuyển về chuẩn MathML. Ví dụ minh họa dưới đây cho thấy chương trình đang thông báo đã nhận dạng được chuỗi dữ liệu của công thức và thực hiện chuyển đổi dữ liệu sang MathML. Ở sơ đồ trên, khung bên trái là ngôn ngữ đánh dấu công thức toán học trong văn bản nguồn và khung bên phải là đoạn mã phát sinh tự động khi thực hiện lệnh dán từ Clipboard và hiển thị công thức tương ứng với mã lệnh. 3.6. Tìm kiếm công thức toán trong tài liệu

Để thực hiện chức năng tìm kiếm công thức toán học, chúng tôi đề xuất sử dụng phương pháp đối sánh mẫu (Pattern Matching). Bài toán yêu cầu ta tìm ra một hoặc nhiều vị trí xuất hiện của mẫu trên một văn bản. Trong đó mẫu và văn bản là các chuỗi có độ dài m và n (m ≤ n). Việc đối sánh mẫu diễn ra với nhiều lần thử trên các đoạn khác nhau của văn bản. Trong đó cửa sổ là một chuỗi M ký tự liên tiếp trên văn bản. Mỗi lần thử chương trình sẽ kiểm tra sự giống nhau giữa mẫu với cửa sổ hiện thời. Tùy theo kết quả kiểm tra cửa sổ sẽ được dịch đi sang phải trên văn bản cho lần thử tiếp theo.

Nói chung, tìm kiếm các công thức toán học là một vấn đề rất khó khăn vì các ký hiệu toán học phụ thuộc vào ngữ cảnh. Ví dụ như biểu diễn hệ số nhị thức có thể có đến một

loạt các ký hiệu mà phụ thuộc vào bối cảnh như nk⎛ ⎞⎜ ⎟⎝ ⎠

, knC

đều có cùng một nghĩa là ( )!

! !n

k n k− . Trong việc tìm kiếm một công thức ở đây chỉ muốn lấy tất cả hình thức chứ không phân biệt các ký hiệu.

Để thực hiện đối sánh mẫu, chúng ta có thể dùng phương pháp đối sánh mẫu chính xác hoặc đối sánh mẫu xấp xỉ.

Bài toán đối sánh mẫu chính xác có thể mô tả như sau: Cho xâu mẫu P độ dài m (P = P1P2 ... Pm – Pi là ký tự) và văn bản T độ dài n (T = T1T2 ... Tn – Ti là ký tự). Tìm tất cả các vị trí xuất hiện của mẫu P trong xâu T.

Bài toán đối sánh mẫu xấp xỉ có thể mô tả như sau: Cho


xâu mẫu P độ dài m và văn bản T độ dài n. Xác định độ tương tự giữa hai xâu P và T. Như vậy, việc tìm sự xuất hiện của một mẫu trong văn bản, trong đó sự “khớp” giữa mẫu và sự xuất hiện của nó có thể chấp nhận “k lỗi” (k là một giới hạn cho trước). Có thể kể ra một vài kiểu “lỗi”, như những lỗi đánh máy hay lỗi chính tả trong hệ thống trích rút thông tin,… Vì trong các hệ thống tin học khó có thể tránh được các “lỗi” nên vấn đề tìm kiếm xấp xỉ càng trở nên quan trọng.

Bài toán trên chúng ta có thể đưa về tìm xâu con chung dài nhất (hay khúc con chung dài nhất): Một xâu w là xâu con hay khúc con (substring or factor) của xâu T nếu T = uwv (xâu u, v có thể rỗng). Xâu w là khúc con chung của hai xâu P, T nếu w đồng thời là khúc con của P và T. Khúc con chung dài nhất của hai xâu P và T.

Đối với tim kiếm công thức toán, chúng tôi đề xuất sử dụng thuật toán tìm kiếm xấp xỉ vì việc thay đổi thứ tự các thành phần trong công thức không có nhiều ý nghĩa như trong ngôn ngữ tự nhiên. Ví dụ : trong ngôn ngữ tự nhiên thì thứ tự của 2 từ “trường” và “học” sẽ tạo ra 2 cụm từ có ý nghĩa hoàn toàn khác nhau là “trường học” và “học trường”. Tuy nhiên, với công thức toán thì việc viết “x+y” hoặc “y+x” là có nghĩa như nhau. Mặt khác, tìm kiếm xấp xỉ cho phép tìm kiếm được các công thức có cùng ý nghĩa những cách viết khác nhau.

Thuật toán tìm kiếm xấp xỉ được mô tả như sau: Input: Mẫu P có độ dài m; văn bản T có độ dài n. Output: - Khúc con chung dài nhất giữa P và T - Vị trí chuỗi mẫu Substr trong T Thuật toán:

Char chuoicon (char *p, char *T, int m)

int len,k, i, j;

Char str[m], tam[m];

len = 1 ;

str=’’ ;

while ( len <= strlen(s1))

k=strstr(p,T);

j = 1;

tam=’’;

for ( i= k; i<=strlen(p); i++)

if (p[j]=T[i])

Tam[j]=T[i];

j++;

Else

if (strlen(tam)>strlen(str))

for (i= 1, i<=j,i++)

str[i]=tam[i];

len ++;

3.7. Tìm kiếm tài liệu chứa công thức toán

Hình 5. Kiến trúc modul tìm kiếm văn bản chứa công thức toán

Nội dung phần này sẽ trình bày giải pháp tìm kiếm những tài liệu hoặc trang Web được tạo ra từ mô hình biểu diễn và lưu trữ đồng bộ công thức toán học trong văn bản như đã được đề xuất trong phần trước. Mô hình tìm kiếm này có hai quá trình chính, đó là tạo chỉ mục cho các tài liệu và tìm kiếm khi có yêu cầu truy vấn của người dùng. Mô hình tổng quát của quá trình tạo chỉ mục và tìm kiếm ở Hình 6.

Tuần tự các bước thực hiện trong mô hình này diễn ra theo hai giai đoạn như sau:

- Giai đoạn 1: Thu thập văn bản và lập chỉ mục văn bản. Quá trình này thu thập các văn bản chứa công thức toán học từ nhiều nguồn khác nhau từ Internet, từ nhiều dạng văn bản khác nhau như PDF, XHTML... Sau đó đánh chỉ mục các văn bản theo đặc trưng của văn bản và lưu vào CSDL chỉ mục văn bản. Trước khi trích các đặc trưng của văn bản, các nội dung chứa công thức toán học trong văn bản được tách ra và chuyển đổi về dạng thống nhất nhờ bộ chuyển đổi công thức toán học.

- Giai đoạn 2: Tìm kiếm và hiển thị kết quả. Giai đoạn này cho phép người dùng nhập từ khóa hoặc công thức toán học vào để tìm kiếm. Hệ thống sau đó sẽ tìm và tính điểm từng văn bản liên quan đến công thức muốn tìm trong CSDL chỉ mục các văn bản. Kết quả sẽ được hiển thị lên giao diện cho người dùng.

Như vậy, trong mô hình đề xuất cho chức năng tìm kiếm công thức toán học trong văn bản, có 3 mô-đun: Lập chỉ mục văn bản, chuyển đổi công thức toán học, tìm kiếm và hiển thị kết quả.

4. Thử nghiệmTrên cơ sở đề xuất, chúng tôi đã phát triển một môi

trường soạn thảo các tài liệu có chức công thức toán học, bao gồm cả soạn thảo tài liệu Web. Môi trường được phát triển dựa trên: tiêu chuẩn lưu trữ MathML, phần mềm mã nguồn mở Amaya và các mô-đun do chúng tôi phát triển mới tích hợp vào để phục vụ soạn thảo, tìm kiếm, sao chép và chuyển đổi công thức toán với các môi trường soạn thảo khác.


Giao diện chính của môi trường soạn thảo bao gồm: - Thực đơn cho phép người sử dụng chọn thực hiện các

thao tác xử lý. - Khung màn hình soạn thảo để chứa nội dung tài liệu. - Khung công cụ bên phải để hỗ trợ định dạng và gõ các

công thức toán.

Hình 6. Giao diện chính màn hình soạn thảo

Trong môi trường soạn thảo này, ngươi dùng có thể xem công thức toán dưới dạng trực quan hoặc mã MathML.

Hình 7. Biểu diễn công thức toán

Hình 8. Ví dụ về tìm kiếm công thức trong tài liệu

Người sử dụng cũng dễ dàng tìm kiếm các công thức toán:

Nhìn chung, môi trường do chúng tôi phát triển đã cơ bản đáp ứng các yêu cầu cho người sử dụng khi cần soạn thảo bất kỳ một tài liệu nào có chứa công thức toán học và hỗ trợ các thao tác xử lý khác.

5. Đánh giá 5.1. Dữ liệu đánh giá

Bộ dữ liệu đánh giá được tổng hợp và xây dựng từ nguồn gồm các bài báo, báo cáo, đề tài nghiên cứu khoa học, các sách điện tử về toán học tại Đại học Đà Nẵng, Giáo trình ebook và một số các tài liệu khác được thu thập trên mạng. Bảng 1 mô tả về kho dữ liệu được sử dụng trong nghiên cứu này như sau:

Bảng 1. Mô tả dữ liệu thực nghiệm

Tiêu chí Mô tả

Nguồn dữ liệu Thư viện Đại học Đà nẵng

Số lượng 580 file tài liệu: giáo trình, báo cáo, bài báo khoa học,…

Định dạng .doc, .docx, .pdf, .html, .LaTeX

Dữ liệu bao gồm 580 văn bản từ nhiều lĩnh vực khác nhau (Bảng 2): toán, vật lí, công nghệ thông tin, điện tử và tự động hóa...

Bảng 2. Bảng phân loại dữ liệu

Kiểu tài liệu Số lượng

Toán 210

Vật lí 17

Công nghệ thông tin 140

Điện, điện tử và tự động hóa 152

Các ngành khác 61

Tổng 580

Các tài liệu này khi thử nghiệm trên Semantic Web đã được chuyển đổi và lưu trữ trên Ontology với các lớp là các kiểu tài liệu và bổ sung mô tả tóm tắt về tài liệu, mô tả về các công thức toán có chứa trong tài liệu. 5.2. Phương pháp

Kịch bản đánh giá Chúng tôi thực hiện đánh giá với hai kịch bản như sau: - Kịch bản 1: Nhập truy vấn dưới dạng nội dung văn

bản. - Kịch bản 2: Nhập truy vấn dưới dạng công thức: công

thức được gõ trực tiếp từ công cụ WIRIS trên hệ thống. Tham số đầu ra Chúng tôi quan sát các tham số đầu ra như sau: - Số mẫu đúng trả về (TP - true positive): số lượng văn

bản có chứa công thức truy vấn xuất hiện trong kết quả tìm kiếm.

- Số mẫu sai trả về (FP - false positive): số lượng văn bản KHÔNG chứa công thức truy vấn nhưng vẫn xuất hiện trong kết quả tìm kiếm.

- Số mẫu đúng không trả về (FN - false negative): số lượng văn bản có chứa công thức truy vấn, nhưng lại KHÔNG xuất hiện trong kết quả tìm kiếm.

- Số mẫu sai không trả về (TN - true negative): số lượng các văn bản KHÔNG chứa công thức truy vấn và KHÔNG


xuất hiện trong kết quả tìm kiếm. - Khi đó, độ chính xác (Precision) được xác định bởi

công thức: TPprecision

TP FP=

+ - Độ triệu hồi (Recall) được xác định bởi công thức:

Re TPcallTP FN

=+

Theo đó, nếu độ chính xác và độ triệu hồi càng cao thì mô hình đang được đánh giá sẽ được coi là càng tốt. 5.3. Kết quả

Kết quả đánh giá được thể hiện ở Bảng 3. Kết quả cho thấy kịch bản 1 nhập công thức truy vấn theo dạng nội dung văn bản cho kết quả thấp hơn kịch bản 2 nhập công thức truy vấn trực tiếp (84% so với 96%).

Bảng 3. Kết quả đánh giá

Kịch bản Precision Recall

Truy vấn theo nội dung 0.84 0.23

Truy vấn theo công thức 0.96 0.35

Mặc dù hai kịch bản đều cho kết quả độ chính xác cao, nhưng lại cho độ triệu hồi thấp. Có nghĩa là còn khá nhiều văn bản có chứa công thức được truy vấn, nhưng không xuất hiện trong kết quả tìm kiếm. Đây có thể coi là một điểm hạn chế còn tồn tại của mô hình đề xuất. Hạn chế này có thể xuất phát từ các yếu tố kỹ thuật sau:

- Bộ chuyển đổi công thức toán học: Có thể bộ chuyển đổi từ công thức truy vấn do người dùng nhập vào thành tập các mục từ khóa tìm kiếm còn một số hạn chế, khiến bộ từ khóa sinh ra không giúp tìm kiếm được triệt để các công thức toán học được lưu trong các văn bản.

- Thuật toán đối sánh xấp xỉ mẫu: Có thể thuật toán đối sánh xấp xỉ chưa phát hiện được đầy đủ các chuỗi con của tập từ khóa xuất hiện trong chuỗi văn bản tìm kiếm, khiến cho hiệu quả phát hiện được công thức toán học trong văn bản chưa cao.

Để khắc phục được những hạn chế này, chúng tôi sẽ tiếp tục xem xét cải tiến hiệu quả các bước chuyển đổi công thức toán học về dạng đồng bộ và bước đối sánh xâu trong tìm kiếm chuỗi biểu diễn công thức toán học trong văn bản. Đây là những hướng mở rộng đầy tiềm năng trong tương lai.

6. Kết luậnBài báo này đã đề xuất được mô hình biểu diễn và lưu

trữ đồng bộ các công thức toán học. Trong đó, MathML được đề xuất sử dụng như là tiêu chuẩn trung tâm phục vụ việc lưu trữ và xử lý các công thức toán học. Môi trường soạn thảo được đề xuất xây dựng dựa trên mã nguồn mở Amaya, có hỗ trợ soạn thảo công thức toán học theo chuẩn MathML. Mô hình này hỗ trợ việc chuyển đổi, sao chép công thức toán học giữa các dạng khác nhau vào một môi trường soạn thảo và lưu trữ thống nhất sử dụng tiêu chuẩn MathML.

Trên cơ sở đề xuất, chúng tôi đã tiến hành phát triển công cụ thử nghiệm dựa trên mã nguồn mở Amaya và về cơ bản công cụ đã đáp ứng các yêu cầu của người dùng khi soạn thảo và thực hiện các thao tác xử lý.

Trong thời gian đến, chúng tôi sẽ tiếp tục thực hiện các nghiên cứu để tạo các chú giải (mô tả ngữ nghĩa) cho các công thức toán, để người dùng có thể tìm kiếm bằng cách gõ trực tiếp công thức (hoặc một phần công thức) cần tìm hoặc gõ vào mô tả công thức và hệ thống tìm công thức thông qua tìm mô tả ngữ nghĩa của nó (dưới dạng văn bản).

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] R. Miner, The importance of mathml to mathematics

communication, Notices of the AMS, vol. 52(5):532–538, 2005. [2] L. Lamport, LaTeX: A document preparation system: User's guide

and reference, Addison-Wesley, ISBN 0-201-52983-1, 1994. [3] David Carlisle, Patrick Ion, Robert Miner, Mathematical Markup

Language (MathML) Version 3.0, W3C Recommendation, 2014. [4] Z39.59-1998, AAP Math DTD, Standard for Electronic Manuscript

Preparation and MarkUp, Washington, DC: Association of American Publishers, 1998.

[5] R.Dillet, Wolfram Alpha Makes CrunchBase Data Computable Just In Time For Disrupt SF, TechCrunch Published, 2012.

[6] G. Nass, GES 2014: Symbolab takes the hassle out of the equation, MindCet Published, 2015.

[7] M. Kohlhase, B.A. Matican, MathWebSearch 0.5 – Scaling, in Intelligent Computer, Conferences on Intelligent Computer, Bremen, Germany, 2012.

[8] H. T. Thanh, Micro-typographic extensions to the TEX typesetting system, TUGBoat, Volume 21, No. 4, 2000.

[9] Le T.N., Vo T.H., , Cao X.T., Hoang T.M.L, “Mathis - Hệ thống hỗ trợ tạo chú thích và tìm kiếm tài liệu khoa học”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, pp. 15-20, 2010.

[10] V. Quint, An introduction to Amaya, Journal World Wide Web Journal - Special issue: scripting languages: automating the Web, Volume 2 Issue 2, pp 39-46, O'Reilly & Associates, Inc. Sebastopol, CA, USA, 1997.


70 Lê Anh Tuấn, Bùi Đức Hùng, Phùng Anh Tuấn, Bùi Minh Định

NGHIÊN CỨU ẢNH HƯỞNG HIỆN TƯỢNG HIỆU ỨNG MẶT NGOÀI VÀ GIẢI PHÁP NÂNG CAO CHẤT LƯỢNG KHỞI ĐỘNG CỦA ĐỘNG CƠ ĐỒNG BỘ

NAM CHÂM VĨNH CỬU KHỞI ĐỘNG TRỰC TIẾP STUDYING SKIN EFFECT AND SOLUTIONS IMPROVING STARTING

CHARACTERISTICS OF LINE START PERMANENT MAGNET SYNCHRONOUS MOTORS

Lê Anh Tuấn1, Bùi Đức Hùng2, Phùng Anh Tuấn2, Bùi Minh Định2 1Tổng công ty Điện lực TKV; [email protected]

2Trường Đại học Bách khoa Hà Nội; [email protected], [email protected], [email protected]

Tóm tắt - Ngày nay, động cơ điện đồng bộ nam châm vĩnh cửu(NCVC) khởi động trực tiếp (LSPMSM) được nghiên cứu và ứngdụng ngày càng phổ biến để thay thế động cơ không đồng bộ rôtolồng sóc (SCIM) do có hiệu suất cao, vận hành ổn định khi có daođộng về điện áp, phụ tải và khối lượng nhỏ hơn SCIM cùng côngsuất và tốc độ. Tuy nhiên, nghiên cứu nâng cao đặc tính khởi độngvẫn đang là vấn đề được quan tâm và mang tính thời sự bởi nóquyết định đến tính phổ biến của LSPMSM. Bài báo tập trung phântích một trong các yếu tố ảnh hưởng đến quá trình khởi động củaLSPSMSM, hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài, từ đó có một số đềxuất để nâng cao chất lượng khởi động của động cơ.

Abstract - Line Start Permanent Magnet Synchronous Motors are now developed and become more and more popular in order to replace Squirrel Cage Induction Motors (SCIM) due to their high efficiency, and stable operation in conditions of the fluctuation of voltage .Besides, their load and weight are smaller than those of SCIM at the same capacity and speed. However, how to improve the LSPMSM’s starting characteristics with different loads, which play an important role in LSPMSM popularity, is still under consideration. One of main effects on starting phase of a LSPMSM, the skin effect will be studied in this paper. From the results, some good proposals to enhance the starting phase of LSPMSM will be drawn out.

Từ khóa - động cơ; động cơ đồng bộ; động cơ đồng bộ nam châmvĩnh cửu khởi động trực tiếp; nam châm vĩnh cửu; hiệu ứng mặt ngoài.

Key words - motors, synchronous motors, line start permanent magnet synchronous motors, permanent magnet, skin effect.

1. Đặt vấn đềKể từ năm 1955, Merrill [7] phát minh LSPMSM đến

nay, làm thế nào sử dụng LSPMSM thay thế SCIM là vấn đề luôn được quan tâm nghiên cứu. Về cơ bản, LSPMSM có cấu trúc lai giữa SCIM và động cơ điện đồng bộ (SM) bằng cách đặt thêm các thanh nam châm vĩnh cửu vào lõi thép rôto lồng sóc của SCIM dưới dạng chìm hoặc dán trên bề mặt [3]. Đối với LSPMSM, yếu tố quan trọng nhất trong thiết kế chế tạo và ứng dụng động cơ là đặc tính khởi động của động cơ.

LSPMSM là động cơ có rôto lồng sóc, vì vậy trong quá trình khởi động phải xét đến ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài [8]. Hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài tồn tại trong tất cả các mạch điện có dòng điện xoay chiều đi qua, là hiện tượng dòng điện xoay chiều có xu hướng tập trung phía trên bề mặt vật dẫn. Hiệu ứng mặt ngoài cũng được gọi là hiệu ứng rãnh sâu trong trường hợp của máy điện sử dụng rôto lồng sóc [1]. Đối với thanh dẫn rôto, khi tần số f2 của dòng điện rôto tăng (tốc độ quay giảm), dòng điện tập trung lên phía trên bề mặt thanh dẫn làm cho tiết diện hữu ích phần dẫn điện của thanh dẫn giảm xuống, điện trở thanh dẫn tăng, điện kháng tản thanh dẫn giảm. Kết quả là giá trị điện trở và điện kháng tản rôto tăng, giảm phụ thuộc vào tần số dòng điện rôto (tốc độ quay rôto - hệ số trượt) [4]. Vì vậy, trong quá trình khởi động LSPMSM, các giá trị điện trở và điện kháng tản rôto phải được xét là các giá trị phi tuyến để đảm bảo sự chính xác trong tính toán.

Hiện nay, ở Việt Nam nói riêng và trên thế giới nói chung, ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài đến quá trình khởi động LSPMSM vẫn chưa được quan tâm

đúng mức do thiếu những nghiên cứu chuyên sâu và thường được bỏ qua trong tính toán. Đối với LSPMSM, quá trình khởi động rất khó nếu so sánh với SCIM, do đó nếu tận dụng được ưu điểm của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài nhằm cải thiện mômen mở máy sẽ là một biện pháp hữu ích nâng cao chất lượng khởi động ngay từ khâu thiết kế chế tạo.

Để nghiên cứu đặc tính khởi động LSPMSM và đánh giá ảnh hưởng hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài, bài báo áp dụng tính toán cho một LSPMSM thí nghiệm 3 pha, 2,2kW, tốc độ 1.500 vòng/phút được cải tạo từ SCIM. SCIM là động cơ 3 pha 3K112-S4 của Công ty CP Chế tạo Điện cơ Hà Nội với phần stato được giữ nguyên, phần rôto được hiệu chỉnh bằng cách gắn các khối NCVC NdFeB N35 trong lõi thép (Hình 6). Từ kết quả thu được, bài báo phân tích và đề xuất biện pháp nâng cao chất lượng khởi động LSPMSM.

2. Kết quả nghiên cứu và khảo sát

2.1. Mô hình LSPMSM Theo [9], mô hình LSPMSM do Honsinger đề xuất gồm

các hệ phương trình vi phân như sau: Mô hình điện từ

' '

' ' '

' ' '

' ' '

.i .( .i .i ) .(L .i L .i )

. .( . . ) .(L .i L .i )(1)

V . .( . .i )V . ( . .i )

ds

qs

ds s ds ds md dr r qs qs mq qr

qs s qs qs mq qr r ds ds md dr m

dr r dr dr dr md ds

qr r qr qr qr mq qs

V r p L L

V r i p L i L i

r i p L i Lr i p L i L

ω

ω ψ

⎧⎪ = + + − +⎪⎪⎪⎪ = + + + + +⎪⎪⎨⎪ = + +⎪⎪⎪⎪ = + +⎪⎪⎩

Mô hình điện cơ


( )' ' ' ' '

e

3 . . . . . . . ( ). .2 2 (2)

. ( . )2.

e md dr qs mq qr ds m qs md mq ds qs

r c r

pM L i i L i i i L L i i

Pp M M FJ

ψ

ω ω

⎧⎪ ⎡ ⎤⎪ = − + + −⎪ ⎢ ⎥⎣ ⎦⎪⎪⎨⎪⎪ = − −⎪⎪⎪⎩

Từ mô hình LSPMSM ở (1) và (2), sơ đồ mạch từ thay thế tương đương mô tả LSPMSM được thể hiện ở Hình 1 và Hình 2 như sau:

Hình 1. Sơ đồ mạch từ tương đương trục d (nguồn [5])

Hình 2. Sơ đồ mạch từ tương đương trục q (nguồn [5])

2.2. Mô phỏng LSPMSM với MATLAB/Simulink Từ mô hình toán (1), (2), sử dụng phần mềm

MATLAB/Simulinkmô phỏng các đặc tính LSPMSM. Một số sơ đồ khối sử dụng trong mô phỏng như sau:

Hình 3. Khối biến đổi Vabc sang Vdq

Hình 4. Khối tính toán dòng điện trục d-q

Hình 5. Khối tính toán mômen

2.3. Các thông số LSPMSM được sử dụng mô phỏng Bài báo áp dụng tính toán cho LSPMSM thí nghiệm 3

pha, 2,2kW, tốc độ 1.500 vòng/phút, cấu hình rôto (Hình 6) được hiệu chỉnh từ SCIM 3 pha, 3K112-S4 của Công tyCP Chế tạo Điện cơ Hà Nội (HEM). Bảng 1 bên dưới tổng hợp một số thông số cơ bản của LSPMSM thí nghiệm.

Hình 6. Rôto động cơ LSPMSM thí nghiệm

Bảng 1. Thông số LSPMSM thí nghiệm

Tham số Ký hiệu Giá trị Đơn vị

Đường kích trong stato Din 104 mm

Số rãnh stato Z1 36 Rãnh

Số rãnh rôto Z2 28 Rãnh

Chiều dài khe hở không khí G 0,5 mm

Tần số nguồn F 50 Hz

Điện trở stato rs 3,6 Ω

Điện trở rôto quy đổi r’r 2,2 Ω

Điện cảm tản dây quấn stato Lls 13 mH

Điện cảm tản rôto quy đổi L’lr 13,5 mH

Điện cảm từ hóa dọc trục Lmd 58,6 mH

Điện cảm từ hóa ngang trục Lmq 242 mH

Từ thông NCVC ψ’m 0,631 Wb

Mật độ từ dư khối NCVC Br 1,2 T

Mômen quán tính động cơ J 0,0154 Kg.m2

Mômen tải định mức động cơ Tđm 14 N.m

2.4. Kết quả mô phỏng LSPMSM Kết quả mô phỏng bằng MATLAB/Simulink đặc tính


khởi động LSPMSM thí nghiệm có các thông số cho tại Bảng 1 như sau:

Hình 7. Đặc tính tốc độ khởi động, J=JR, TL=Tđm

Hình 8. Đặc tính mômen khởi động, J=JR, TL=Tđm

Hình 9. Đặc tính dòng điện khởi động, J=JR, TL=Tđm

Từ kết quả mô phỏng đặc tính khởi động LSPMSM thí nghiệm cho thấy, trong quá trình khởi động hai thành phần mômen không đồng bộ và mômen từ trở có giá trị rất lớn so với mômen kích từ, chất lượng của quá trình khởi động phụ thuộc chủ yếu vào hai thành phần mômen trên. Vì vậy, để cải thiện đặc tính khởi động của LSPMSM có thể dùng các biện pháp sau:

- Thay đổi mômen từ trở; - Thay đổi mômen không đồng bộ. Việc thay đổi mômen từ trở LSPMSM sẽ rất phức tạp,

nguyên nhân là phải thay đổi kích thước khối NCVC trong lõi thép rôto, gia công lại lõi thép rôto,… và quan trọng là người thiết kế tính toán lại nhằm đảm bảo một số tiêu chí: Lợi ích kinh tế khi sử dụng vật liệu NCVC, có đặc tính khởi động tốt đồng thời phải có hiệu suất cao ở chế độ làm việc ổn định [2].

Đối với việc thay đổi mômen không đồng bộ, có thể thực hiện thông qua một số cách: Thay thế vật liệu thanh dẫn rôto, thiết kế rôto rãnh sâu lợi dụng hiệu ứng mặt ngoài. Nhưng việc thay thế vật liệu thanh dẫn rôto cũng cần phải cân nhắc bởi nhôm là vật liệu truyền thống, rẻ tiền, sẵn có, dễ đúc và dễ gia công. 2.5. Ảnh hưởng của hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài tới đặc tính khởi động LSPMSM

Theo [1], [8] đối với SCIM công suất lớn, để cải thiện đặc tính khởi động bằng cách lợi dụng hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài của dòng điện, người ta thường chế tạo rôto rãnh sâu. Theo [8], điện cảm tản rôto lồng sóc được xác định bởi 4 hệ số từ dẫn tản: hệ số từ dẫn tản của rãnh, hệ số từ dẫn tản tạp rãnh, hệ số từ dẫn tản phần đấu nối, hệ số từ dẫn tản do rãnh nghiêng. Do ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài, thành phần hệ số từ dẫn tản rãnh bị thay đổi giá trị, theo [6] điện cảm tản rãnh rôto phụ thuộc vào tần số dòng điện (hệ số trượt) rôto như sau:

'~

'

3 sinh(2. ) sin(2. ). ( )2. (2. ) (2. )

rrL

rr

L k scosh cosL ξ

ξ ξξ ξ ξ

−= =

−(3)

Trong đó, L’rr~ là điện cảm tản rãnh rôto quy đổi xét đến hiệu ứng mặt ngoài, L’rr là giá trị điện cảm tản rãnh rôto quy đổi được xác định theo [8], ξ là tỷ số giữa chiều cao rãnh rôto và chiều sâu hiệu ứng bề mặt rãnh δ do hiệu ứng mặt ngoài.

Hình 10. Tiết diện cắt ngang rãnh rôto (nguồn [15])

hξ

δ= (4)

- δ là chiều sâu hiệu ứng bề mặt rãnh

0

2..ρ

δω μ

= (5)

Trong đó, ρ là điện trở suất vật liệu thanh dẫn rôto, 1.2. .s fω π= là tốc độ góc dòng điện thanh dẫn rôto, f1 là tần

số dòng điện stato. - h là chiều cao rãnh rôto. Điện cảm tản rôto lồng sóc xét đến hiệu ứng mặt ngoài

được xác định: ' ' '

0 (s).lr lr L rrL L k Lξ= + (6)

Trong đó, L’lr0 là tổng ba thành phần điện cảm tản của các hệ số từ dẫn tản tạp rãnh, từ dẫn tản đấu nối và từ dẫn tản rãnh nghiêng rôto quy đổi và là thành phần điện cảm tản không bị ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài.

Tương tự theo [8], điện trở rôto lồng sóc được xác định bởi hai thành phần: Điện trở tác dụng thanh dẫn rôto và điện trở vành ngắn mạch. Do ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài, thành phần điện trở tác dụng thanh dẫn rôto bị thay


đổi, theo [6] điện trở tác dụng thanh dẫn rôto phụ thuộc vào tần số dòng điện (hệ số trượt) rôto như sau:

'

'

sinh(2. ) sin(2. ). ( )(2. ) (2. )

rtdR

rtd

rk s

cosh cosr ξξ ξ

ξξ ξ+

= =−

∼ (7)

Trong đó, r’rtd~ là điện trở tác dụng thanh dẫn rôto quy đổi xét đến hiệu ứng mặt ngoài, r’rtdlà điện trở tác dụng thanh dẫn rôto tính toán theo [8].

Điện trở rôto lồng sóc xét đến hiệu ứng mặt ngoài sẽ được xác định:

' ' '(s).r rv R rtdr r k rξ= + (8)

Trong đó, r’rv là thành phần điện trở vành ngắn mạch rôto quy đổi.

LSPMSM là động cơ có cấu tạo rôto lồng sóc, nên tương tự như SCIM, do ảnh hưởng của hiệu ứng mặt ngoài, điện cảm tản và điện trở rôto quy đổi sẽ là hàm phụ thuộc vào độ trượt s và được xác định như (6), (8). Vì vậy, khi xét đến ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài, bài báo đề xuất sơ đồ mạch từ thay thế tương đương LSPMSM hiệu chỉnh như Hình 11, 12 bên dưới:

Hình 11. Sơ đồ mạch từ tương đương trục d hiệu chỉnh

Hình 12. Sơ đồ mạch từ tương đương trục q hiệu chỉnh 2.6. Kết quả mô phỏng LSPMSM khi xét đến ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài

Áp dụng kết quả tính toán cho LSPMSM thí nghiệm đã xét ở mục 2.3 với kích thước rãnh rôto được xác định Hình 13 như sau:

Hình 13. Tiết diện cắt ngang rãnh rôto LSPMSM thí nghiệm a) Kích thước thực; b) Kích thước tính hiệu ứng mặt ngoàiThanh dẫn rôto LSPMSM thí nghiệm được chế tạo từ

vật liệu nhôm đúc, 02

75 1/ 23 ( .mm / m)Al Cρ = Ω , f1 = 50

Hz, 70 4. .10 (T.m/ A)μ π −= , xác định 1,59.h sξ

δ= = , thế

ξ vào (3), (7), đường đặc tính ( )Rk sξ và ( )Lk sξ và độ trượt s được tính toán và biểu diễn như Hình 14, 15

Hình 14. Hàm kξR(s)

Hình 15. Hàm kξL(s) Áp dụng tính toán theo (6), (8), LSPMSM thí nghiệm

với các thông số cho ở Bảng 1, điện trở, điện cảm tản rôto khi xét đến hiệu ứng mặt ngoài được xác định như sau:

' 8,421 (s).5 (mH) (9)lr LL kξ= + ' 0,72 (s).1,39 ( ) (10)r Rr kξ= + Ω

Trong đó, các hệ số kξL(s), kξL(s) được xác định từ đặc tính tính toán tại Hình 14, 15 trên.

Hình 16. Đặc tính tốc độ khi xét hiệu ứng mặt ngoài, J=JR, TL=Tđm

Từ sơ đồ mạch từ thay thế tương đương LSPMSM hiệu chỉnh đề xuất khi xét hiệu ứng mặt ngoài ở Hình 11, 12, với giá trị điện trở, điện cảm tản rôto được tính toán theo (9), (10), sử dụng MATLAB/Simulink mô phỏng đặc tính


khởi động LSPMSM. Kết quả mô phỏng được thể hiện ở Hình 16, 17, 18:

Hình 17. Đặc tính mômen khi xét hiệu ứng mặt ngoài, J=JR, TL=Tđm

Hình 18. Đặc tính dòng điện xét hiệu ứng mặt ngoài, J=JR, TL=Tđm

Từ đặc tính tốc độ tại Hình 16 (xét hiệu ứng mặt ngoài) so sánh với đặc tính tốc độ tại Hình 7 (không xét hiệu ứng mặt ngoài) cho thấy hiệu ứng mặt ngoài ảnh hưởng đáng kể đến đặc tính khởi động LSPMSM.

Hiệu ứng mặt ngoài sẽ cho chất lượng khởi động tốt hơn, cụ thể để đạt đến tốc độ đồng bộ lần đầu LSPMSM trải qua 2 khoảng giảm tốc (so với 4 khoảng giảm tốc tại đồ thị Hình 7), tốc độ lớn nhất đạt được là 1.800 vòng/phút (ở Hình 7 chỉ đạt khoảng 1.600 vòng/phút). Như mục 2.3 đã đề cập, trong quá trình khởi động hai thành phần mômen không đồng bộ và mômen từ trở có giá trị rất lớn so với mômen kích từ, chất lượng của quá trình khởi động sẽ phụ thuộc chủ yếu vào hai thành phần mômen trên. Nếu xét ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài, khi s =1 (động cơ ở trạng thái đứng yên) điện trở rôto tăng, điện kháng tản rôto giảm dẫn đến mômen không đồng bộ sinh ra tại thời điểm ban đầu tăng lên, quá trình kéo rôto vào tốc độ đồng bộ sẽ nhanh hơn. Tuy nhiên, thời gian dao động đồng bộ hóa với biên độ thấp bị kéo dài hơn (tại Hình 16 là 0,92 s, tại Hình 7 là 0,85 s).

Như vậy, hoàn toàn có thể lợi dụng hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài để nâng cao chất lượng khởi động LSPMSM.

Biện pháp cụ thể là tăng hệ số ξ và được thực hiện thông qua điều chỉnh tăng chiều cao rãnh rôto. Tuy nhiên, việc tăng chiều cao rãnh rôto cũng có giới hạn, vì thế người thiết kế phải tính toán chiều cao rãnh rôto tối ưu để có đặc tính khởi động tốt nhất, giá thành vật liệu rôto, vật liệu NCVC nhỏ nhất, đồng thời đảm bảo chỉ tiêu hiệu suất khi LSPMSM vận hành ổn định.

3. Kết luậnQua nghiên cứu đặc tính khởi động LSPMSM xét đến

hiệu ứng mặt ngoài, có thể rút ra một số kết luận: - Hiệu ứng mặt ngoài ảnh hưởng đáng kể đến đặc tính

khởi động của LSPMSM. - Bản chất LSPMSM vốn rất khó khăn khi khởi động,

cho nên đối với thực tiễn, người thiết kế cần tối ưu hóa chiều sâu rãnh rôto nhằm lợi dụng triệt để hiện tượng hiệu ứng mặt ngoài để cải thiện đặc tính khởi động.

- Kết quả tổng hợp và mô phỏng mô hình LSPMSM xét đến hiệu ứng mặt ngoài từ nghiên cứu này sẽ là cơ sở đánh giá thiết kế LSPMSM.

- Kết quả tổng hợp và mô phỏng mô hình LSPMSM từ bài báo, ngoài sử dụng để đánh giá phân tích ảnh hưởng hiệu ứng mặt ngoài còn có thể được sử dụng trong các nghiên cứu chuyên sâu khác về lĩnh vực LSPMSM.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Bùi Đức Hùng (1998), Nghiên cứu quá trình khởi động động cơ

không đồng bộ rôto lồng sóc, Luận án Tiến sĩ ĐHBK Hà Nội. [2] D. Stoia, M. Cernat, A. A. Jimoh, D. V. Nicolae (2009) Analytical

Design and Analysis of Line Starting Permanent Magnet Synchronous Motors. IEEE Africon’09, pp.1-7.

[3] K.J. Binns, W.R. Barnard, M.A. Jabbar (1978) Hybrid Permanent-magnet Synchronous Motors. Proc. Inst. Elect., England.

[4] M. Benecke, R. Doebbelin, G. Griepentrog, A. Lindemann (2011) Skin Effect in Squirrel Cage Rotor Bars and Its Consideration in Simulation of Non-steady-state Operation of Induction Machines. Progress In Electromagnetics Research Symposium Proceedings, Marrakesh, Moroco.

[5] M. H. Soreshjani, R. Heidari, A. Ghafari (2014) The Application of Classical Direct Torque and Flux Control (DTFC) for Line-Start Permanent Magnet Synchronous and its Comparison with Permanent Magnet Synchronous Motor. Journal of World’s Electrical Engineering and Technology, Vol. 9, No. 742.

[6] R. Cipin, M. Patocka (2013)Skin effect in Rotor Bars of Induction Motor in Form of Transfer Function. IECON 2013 - 39th Annual Conference of the IEEE, pp. 3149-3153.

[7] R. T. Ugale, B. N. Chaudhari, A. Pramanisk (2013) Overview of Research Evolution in the Field of Line Start Permanent Magnet Synchronous Motors, IET Electric Power Applications, Vol. 8, Iss. 4, pp. 141-154.

[8] Trần Khánh Hà, Nguyễn Hồng Thanh (2002), Thiết kế máy điện, Nxb Khoa học và Kỹ thuật Hà Nội.

[9] V.B. Honsinger (1980) Permanent Magnet Machines: Asychronous Operation. IEEE Transaction on Power Appratus ans Systems, vol. PAS-99, no. 4.



NGHIÊN CỨU TÁCH LIPID TỪ CÁM GẠO BẰNG CÔNG NGHỆ ENZYME RESEARCHING ON LIPID EXTRACTION FROM RICE BRAN USING ENZYMATIC

TECHNOLOGY

Võ Công Tuấn1, Huỳnh Văn Anh Thi1, Đặng Đức Long2 1Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

2Viện Nghiên cứu và Đào tạo Việt Anh, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Sản lượng cám gạo hàng năm của nước ta là rất lớnnhưng hầu hết được sử dụng trực tiếp mà không qua chế biến.Dầu cám gạo thu được khi tách lipid ra khỏi các thành phần kháccủa cám là một sản phẩm chế biến có giá trị dinh dưỡng cao. Mụcđích của nghiên cứu này là khảo sát tìm loại enzyme thích hợp đểtách chất béo từ cám gạo, rồi tối ưu hóa quá trình với những thôngsố được lựa chọn. Phương pháp sử dụng kết hợp enzymeAlcalase 2.4 LFG và Viscozyme L cho hiệu quả cao nhất. Một môhình tối ưu đã được đề xuất để khảo sát ảnh hưởng của nồng độAlcalase 2.4 LFG, nồng độ Viscozyme L và thời gian phản ứng lênkhả năng tách béo từ cám gạo. Kết quả cho thấy khi nồng độAlcalase 2.4 LFG là 1,288%, nồng độ Viscozyme L 1,8931 %, thờigian phản ứng 8,1078 giờ cho hiệu quả tách lipid là cao nhất.

, Abstract - Vietnam’s annual output of rice bran comes in huge amounts, but the most part is used directly without being processed. Rice bran oil obtained in the separation of lipids from other bran components is a processed product with high nutritional value. The purpose of this study is to present an investigation tofind out appropriate enzymes to separate lipids from rice bran, and to optimize the process with selected parameters. The combination of enzyme Alcalase 2.4 LFG and Viscozyme L has proved to result in the highest efficiency. An optimization model has been proposed to investigate the influence of the concentration of Alcalase 2.4 LFG, Viscozyme L and reaction time on the capability of extracting lipids from bran. The results show that the highest efficiency of lipid extraction is obtained when the concentrations of Alcalase 2.4 LFG and Viscozyme L are 1.288% and 1.8931% respectively, and the reaction time is 8.1078 hours.

Từ khóa - enzyme; Alcalase 2.4 LFG; Viscozyme L; dầu cám gạo;tối ưu hóa.

Key words - enzyme; Alcalase 2.4 LFG; Viscozyme L; rice bran oil; optimization.

1. Đặt vấn đềCùng với sự phát triển kinh tế nhu cầu ăn uống của

người Việt cũng đang dần thay đổi về xu thế, từ “ăn no”, “ăn ngon” nay đã chuyển thành “ăn đẹp” và “ăn khỏe”. Do có chứa tỷ lệ các chất béo bão hòa, chất béo không bão hòa đơn và chất béo không bão hòa đa hợp lý, đồng thời với sự góp mặt của oryzanol, tocopherol và phytosterols trong thành phần, nên dầu cám gạo được đánh giá là rất tốt cho sức khỏe. Đặc biệt, dầu cám gạo giúp làm giảm nguy cơ mắc các bệnh tim mạch, hạ cholesterol, bảo vệ cơ thể khỏi các gốc tự do và ngăn ngừa ung thư [9]. Trong những năm vừa qua Việt Nam luôn là nước xuất khẩu lúa gạo đứng thứ nhì thế giới. Theo số liệu của Tổng cục Thống kê, năm 2014 sản lượng lúa của nước ta là 44.975.000 tấn. Tuy nhiên, giá trị mang lại từ lúa gạo là chưa cao và phụ phẩm của quá trình sản xuất lúa gạo vẫn chưa được tận dụng một cách có hiệu quả. Năm 2014 nước ta vẫn còn phải nhập khẩu 757,6 triệu USD các sản phẩm dầu mỡ có nguồn gốc từ động, thực vật. Trong hạt lúa thì phần cám chiếm khoảng 8% khối lượng và lượng lipid có trong hạt cám khoảng 18,3% [2]. Nếu giả sử chỉ có khoảng 3% lượng cám đạt tiêu chuẩn để sản xuất dầu và hiệu suất cũng chỉ đạt 50% thì hàng năm chúng ta có thể sản xuất được khoảng 9,87 triệu lít dầu cám gạo.

Việc sản xuất dầu cám gạo hiện nay dựa trên 3 phương pháp chủ yếu là phương pháp ép, phương pháp trích ly sử dụng dung môi và phương pháp trích ly bằng CO2 siêu tới hạn. Đối với phương pháp ép có ưu điểm là tương đối an toàn, chi phí sản xuất thấp, khá thân thiện với môi trường. Tuy nhiên nó có nhược điểm rất lớn là hiệu suất tách dầu quá thấp, vì vậy nên hầu như hiện nay phương pháp này

đã không còn được sử dụng. Với phương pháp trích ly sử dụng dung môi n-hexane có ưu điểm là hiệu suất thu hồi dầu cao. Tuy nhiên, phương pháp này có rất nhiều nhược điểm như là gây ô nhiễm môi trường, chất lượng dầu không cao và rất dễ cháy nổ. Phương pháp trích ly dầu cám gạo bằng CO2 siêu tới hạn có ưu điểm là thân thiện với môi trường, chất lượng dầu tốt và nhược điểm là hiệu suất chưa cao, chi phí đầu tư quá cao, phương pháp này chủ yếu mới nghiên cứu ở quy mô bán công nghiệp [2]. Để khắc phục những nhược điểm của các phương pháp trên thì việc nghiên cứu sản xuất dầu cám gạo bằng phương pháp enzyme kết hợp dung môi là rất cần thiết vì công nghệ sản xuất này sẽ rẻ tiền hơn, thân thiện với môi trường và phụ phẩm của quá trình sản xuất có thể tiếp tục được sử dụng để làm thức ăn chăn nuôi.

2. Vật liệu và phương pháp2.1. Vật liệu 2.1.1. Nguyên liệu

Cám gạo được lấy tại một số cơ sở xay xát trên địa bàn: Hải Lăng - Quảng Trị, Phú Lộc - Thừa Thiên Huế, Hòa Khánh - Đà Nẵng, Hội An - Quảng Nam. Thời gian lấy cám gạo từ tháng 1 đến tháng 6 năm 2016. 2.1.2. Hóa chất

Spezyme Alpha, Distillase ASP, Fermgen (Genenco -Hoa Kỳ); Alcalase 2.4 LFG, Flavourzyme, Cellic Ctec 2, Pectinex Ultra SPL, Viscozyme L (Novozymes - Đan Mạch). Một số hóa chất tinh khiết khác dùng cho phân tích của XL (Trung Quốc) và Cemaco (Việt Nam). 2.1.3. Thiết bị

Tủ sấy (JSR, Hàn Quốc), máy ly tâm (Hettich, Đức),

76 Võ Công Tuấn, Huỳnh Văn Anh Thi, Đặng Đức Long

máy lắc khô (Stuart, Anh), bể ổn nhiệt (Memmert, Đức). 2.2. Phương pháp 2.2.1. Xác định các thành phần của cám gạo

Hàm lượng lipid trong cám nguyên liệu xác định theo phương pháp Soxhlet [4].

Độ ẩm của cám được xác định theo TCVN 9706:2013. Hàm lượng protein thô trong cám xác định theo 10TCN

850:2006. Hàm lượng tinh bột được xác định theo phương pháp

của Tổ chức Nông lương Liên hợp quốc ban hành [7]. Hàm lượng xơ thô trong cám xác định theo TCVN

5103:1990. 2.2.2. Phương pháp lựa chọn một loại enzyme để thủy phân cám gạo

Chuẩn bị 8 bình thủy tinh 200ml, cho vào mỗi bình 30g cám gạo đã hấp ở 1000C trong vòng 5 phút và sàng, 120ml nước máy chỉnh về pH thích hợp (pH tối ưu của từng loại enzyme) rồi bổ sung 2% enzyme theo Bảng 1. Các mẫu được đem lắc với tốc độ 200 vòng/phút, thời gian 6 tiếng ở nhiệt độ 500C. Sau thời gian thủy phân, các mẫu được đem điều chỉnh về pH 10 bằng NaOH rồi ly tâm với tốc độ 7000 vòng/phút trong thời gian 15 phút ở 300C. Cân khối lượng huyền phù thu được để rút ra kết luận [1].

Bảng 1. Loại enzyme và pH phản ứng cho các mẫu

Ký hiệu mẫu Enzyme pH

E1 Spezyme Alpha 5,8

E2 Distillase ASP 4,5

E3 Fermgen 4

E4 Alcalase 2.4 LFG 8

E5 Flavourzyme 5

E6 Cellic Ctec 2 5

E7 Pectinex Ultra SPL 7

E8 Viscozyme L 5,2

2.2.3. Phương pháp lựa chọn loại hai enzyme để thủy phân cám gạo

Chuẩn bị 15 bình thủy tinh 200ml, cho vào mỗi bình 30g cám gạo đã hấp ở 1000C trong vòng 5 phút và sàng, bổ sung 120ml nước máy, chỉnh về pH thích hợp (trung bình cộng pH tối ưu của 2 loại enzyme) rồi bổ sung 1% mỗi loại enzyme so với hỗn hợp theo Bảng 2. Các mẫu được đem lắc với tốc độ 200 vòng/phút trong 6 giờ ở nhiệt độ 500C. Sau thời gian thủy phân, các mẫu được đem điều chỉnh về pH 10 bằng NaOH rồi ly tâm với tốc độ 7000 vòng/phút trong thời gian 15 phút ở 300C. Cân khối lượng huyền phù thu được để rút ra kết luận [1].

Bảng 2. Loại enzyme và pH phản ứng cho các mẫu

Ký hiệu mẫu Enzyme 1 Enzyme 2 pH

K1 Spezyme Alpha Fermgen 4,9

K2 Spezyme Alpha Alcalase 2.4LFG 6,9

K3 Spezyme Alpha Flavourzyme 5,4

K4 Distillase ASP Fermgen 4,3

K5 Distillase ASP Alcalase 2.4LFG 6,3

K6 Distillase ASP Flavourzyme 4,8

K7 Cellic Ctec 2 Fermgen 4,5

K8 Cellic Ctec 2 Alcalase 2.4LFG 6,5

K9 Cellic Ctec 2 Flavourzyme 5

K10 Pectinex Ultra SPL Fermgen 5,5

K11 Pectinex Ultra SPL Alcalase 2.4LFG 7,5

K12 Pectinex Ultra SPL Flavourzyme 5,5

K13 Viscozyme L Fermgen 4,6

K14 Viscozyme L Alcalase 2.4LFG 6,6

K15 Viscozyme L Flavourzyme 5,1

2.2.4. Phương pháp tối ưu hóa quá trình thủy phân cám gạo bằng enzyme

Tối ưu hóa quá trình tách béo từ cám gạo dựa vào 3 thông số trong Bảng 3. Việc thiết kế các thí nghiệm tối ưu dựa vào bản dùng thử của phần mềm STATISTICA 7 (Công ty Stat Soft – Hoa Kỳ) theo mô hình trực giao, 3 yếu tố, 3 block, 17 thí nghiệm. Các thí nghiệm được sắp xếp theo dạng ngẫu nhiên để tránh sai số hệ thống. Mã thí nghiệm 741986.

Chuẩn bị 17 bình thủy tinh 250ml, cho vào mỗi bình 30g cám gạo đã hấp ở 1000C trong vòng 5 phút và sàng, bổ sung 120ml nước máy, cho vào các loại enzyme như trong Hình 4. Hỗn hợp được đem lắc với tốc độ 200 vòng/phút, ở 500C theo thời gian như trong Hình 4. Sau thời gian thủy phân, các mẫu được đem điều chỉnh về pH 10 bằng NaOH rồi ly tâm với tốc độ 7000 vòng/phút trong thời gian 15 phút ở 300C. Huyền phù thu được tiếp tục bổ sung cồn 960 với tỷ lệ cồn : huyền phù là 3,5 : 1 rồi ly tâm tiếp ở 9000 vòng/phút ở 300C trong vòng 16 phút để tách dầu.

Bảng 3. Các thông số tối ưu

Mức Yếu tố

Mức thấp

Mức cơ sở

Mức cao

Nồng độ Alcalase 2.4 LFG (%) 0,5 1 1,5

Nồng độ Viscozyme L (%) 0,5 1 1,5

Thời gian thủy phân (h) 4 6 8

2.2.5. Phương pháp xác định các chỉ tiêu lý hóa của dầu cám gạo

Xác định tỷ trọng dầu theo phương pháp cân khối lượng một thể tích nhất định.

Độ ẩm của dầu cám gạo được xác định theo TCVN 6120:2007.

Chỉ số acid của dầu được xác định theo TCVN 6127:2010.

Chỉ số iod của dầu được xác định theo TCVN 6122:2010.

Chỉ số peroxide được xác định theo TCVN 6119:1996.

3. Kết quả và thảo luận 3.1. Thành phần của cám gạo


Trong 4 mẫu nghiên cứu thì cám thu nhận tại tỉnh Quảng Trị có hàm lượng lipid lên đến 16,31 ± 0,04%, còn ở Đà Nẵng chỉ là 12,32 ± 0,1%. Hàm lượng lipid trong cám gạo ở Thừa Thiên Huế và Quảng Nam gần bằng nhau từ 13,9 ± 0,1% đến 14,22 ± 0,1%. Thành phần lipid trong cám gạo phụ thuộc rất nhiều yếu tố như vị trí địa lý, giống lúa, thời gian bảo quản…

Hình 1. Thành phần hóa học của cám gạo

thu nhận tại Quảng Trị So với các nghiên cứu trước đây trên thế giới thì lượng

lipid trong mẫu cám tại Quảng Trị gần giống với số liệu thu nhận được của Prasert Hanmoungjai và cộng sự là 15,6% [5], tuy nhiên lại thấp hơn nhiều so với nghiên cứu của R. Sengupta được thực hiện tại Ấn Độ là 20,7% [6]. Do có hàm lượng lipid cao nhất nên mẫu cám tại Quảng Trị được sử dụng cho các nghiên cứu tiếp theo. Thành phần hóa học của mẫu cám này tại thời điểm nghiên cứu được thể hiện ở Hình 1. 3.2. Kết quả lựa chọn một loại enzyme để thủy phân cám gạo

Hình 2. Khối lượng huyền phù thu được khi thủy phân

bằng một loại enzyme

Từ Hình 2 có thể thấy với mẫu E7 sử dụng enzyme thủy phân liên kết của pectine hoàn toàn không tách được huyền phù sau khi đã ly tâm. Với mẫu E1 và E2 sử dụng enzyme thủy phân liên kết của tinh bột thì lượng huyền phù thu được cũng rất ít – chỉ là 0,1g đến 0,15g. Các mẫu sử dụng enzyme để thủy phân liên kết của cellulose là E6 và E8 lượng huyền phù tách được sau ly tâm cũng chỉ là từ 0,16g đến 0,24g. Riêng với các mẫu E3, E4, E5 sử dụng enzyme thủy phân liên kết của protein thì lượng huyền phù thu được vượt trội so với các loại enzyme còn lại từ 0,51g đến 0,98g tương đương với 1,7% đến 3,27% so với nguyên liệu. 3.3. Kết quả lựa chọn hai loại enzyme để thủy phân cám gạo

Trong nghiên cứu trước đây của chúng tôi đã cho thấy việc sử dụng enzyme protease thủy phân cám gạo để tách huyền phù tốt hơn nhiều so với việc sử dụng enzyme cellulase, amylase hoặc pectinase. Tuy nhiên, do hiệu suất tách vẫn còn quá thấp nên cần kết hợp 2 loại enzyme để cải

thiện khả năng tách huyền phù. Trong nghiên cứu này các loại enzyme protease (Fermgen, Alcalase 2.4 LFG, Flavourzyme) đóng vai trò là chủ đạo được sử dụng kết hợp với một trong những loại enzyme khác (Spezyme Alpha, Distillase ASP, Cellic Ctec 2, Pectinex Ultra SPL, Viscozyme L). Do nhiệt độ hoạt động tối ưu của các loại enzyme sử dụng trong nghiên cứu khoảng từ 40 - 600C, nên các phản ứng thủy phân đều được thực hiện ở 500C. Do giá trị pH tối ưu của các enzyme chênh lệch không quá lớn, nên trong nghiên cứu này chúng tôi chọn pH phản ứng là trung bình cộng pH tối ưu của hai loại enzyme sử dụng.

Hình 3. Khối lượng huyền phù thu được khi thủy phân

bằng hai loại enzyme Từ Hình 3 có thể thấy với các mẫu K10, K11, K12 sử

dụng enzyme Pectinex Ultra SPL kết hợp với một trong 3 loại enzyme protease (Fermgen, Alcalase 2.4 LFG, Flavourzyme), khối lượng huyền phù thu được sau ly tâm rất thấp – trong khoảng 0,62g đến 1,16g tương đương 2,07% đến 3,87% so với nguyên liệu cám gạo. Với các mẫu từ K1 đến K6 sử dụng một trong hai loại enzyme amylase (Spezyme Alpha, Distillase ASP) kết hợp với một trong ba loại enzyme protease (Fermgen, Alcalase 2.4 LFG, Flavourzyme), lượng huyền phù thu được sau ly tâm trong khoảng từ 1,78g đến 3,54g tương ứng với 5,93% đến 11,8% so với nguyên liệu cám gạo. Đối với các mẫu kết hợp giữa enzyme Viscozyme L với một trong 3 loại enzyme protease (K13, K14, K15) sau khi ly tâm khối lượng huyền phù thu được có sự chênh lệch rất rõ rệt. Với mẫu K13 và K15 thu được 2,46g và 3,47g huyền phù sau ly tâm, nhưng mẫu K14 – kết hợp giữa Viscozyme L và Alcalase 2.4 LFG lại thu được đến 5,95g huyền phù. 3.4. Kết quả tối ưu hóa quá trình thủy phân cám gạo bằng enzyme

Hình 4. Các hệ số của phương trình hồi quy

1.78

2.241.97 2.05

2.78

3.54

1.76 1.872.08

0.62

1.160.89

2.46

5.95

3.47

0

1

2

3

4

5

6

7

K1 K2 K3 K4 K5 K6 K7 K8 K9 K10 K11 K12 K13 K14 K15

Lượn

ghu

yền

phù

tách

ra (g

)

Ký hiệu mẫu

78 Võ Công Tuấn, Huỳnh Văn Anh Thi, Đặng Đức Long

Để đánh giá độ phù hợp của mô hình, trong phân tích ANOVA đưa ra hệ số xác định R2 và R2 hiệu chỉnh, giá trị của hai hệ số này nằm trong khoảng từ 0 đến 1. Nếu hai hệ số này càng gần với 1, độ phù hợp của mô hình càng cao.

Với trường hợp này R2 = 0,93865 và R2 hiệu chỉnh = 0,80367 do hai hệ số này có giá trị tương đối cao nên chứng tỏ mô hình tối ưu này là phù hợp. Trong Hình 4 hệ số hồi quy được thể hiện ở cột Regressn Coeff. Giá trị Sig được thể hiện ở cột p cho biết các hệ hồi quy có ý nghĩa hay không (với độ tin cậy 95% thì Sig > 5% có ý nghĩa). Trong tất cả các hệ số hồi quy của phương trình thì chỉ có Var2 (Q) tức là b11 không có ý nghĩa bởi vì giá trị p = 0,043325 < 0,05, các hệ số còn lại đều có giá trị p > 0,05 nên có ý nghĩa. Như vậy phương trình hồi quy có thể viết lại dưới dạng : y = -0,80522 + 3,00282x1 + 3,57153x2+ 0,60007x3 + 0,22x1x2 + 0,0175x1x3 – 0,04x2x3 – 0,93247x2

2 – 0,03373x32. Khi áp dụng phương trình hồi quy

này để dự đoán sai khác so với quá trình thực nghiệm thì thấy rằng kết quả dự đoán gần trùng với quá trình thực tế. Chỉ có các thí nghiệm 2, 14 và 6 sai số vừa phải, còn lại tất cả các thí nghiệm khác đều có sai số nhỏ.

Hình 5. Bố trí thí nghiệm, kết quả chạy tối ưu, dự đoán của

mô hình và sai số so với thực tế

Các đồ thị Hình 5 thể hiện ảnh hưởng của các yếu tố nồng độ enzyme Alcalase 2.4 LFG (%), nồng độ Viscozyme L (%) và thời gian thủy phân đến khả năng tách huyền phù từ cám gạo. Từ các đồ thị này và phương trình hồi quy có thể thấy yếu tố nồng độ Viscozyme L (%) có tác động mạnh đến lượng huyền phù tách ra, khi thêm enzyme này càng nhiều thì lượng huyền phù thu được càng lớn. Khi tăng thời gian phản ứng đến mức độ nào đó thì lượng huyền phù tách ra không tăng thêm nữa. Về yếu tố nồng độ Alcalase 2.4 LFG (%), nếu tăng đến một mức độ nào đó thì hiệu suất thu hồi sẽ giảm. Khi chạy phân tích tìm điểm tối ưu của mô hình, giá trị tại điểm này là:

Hình 6. Điểm tối ưu của mô hình

+ Nồng độ Alcalase 2.4 LFG (%): x1 = 1,288 + Nồng độ Viscozyme L (%): x2 = 1,8931 + Thời gian phản ứng (h): x3 = 8,1078 + Khối lượng huyền phù thu được (g): y = 7,0533

3.5. Các chỉ tiêu lý hóa của dầu cám gạo

Hình 7. Mẫu dầu cám gạo được sản xuất tại phòng thí nghiệm

3.5.1. Tỷ trọng dầu Tỷ trọng dầu cám gạo được sản xuất tại phòng thí

nghiệm là 0,92538. Tỷ trọng của dầu sản xuất tại phòng thí nghiệm cao hơn so với của công ty Wilmar Agro Viet Nam (0,917), sự sai khác này có thể là do thao tác người làm hoặc dầu có độ ẩm vẫn còn cao. 3.5.2. Độ ẩm của dầu

Độ ẩm của dầu cám gạo được sản xuất tại phòng thí nghiệm có giá trị từ 2,9511% đến 3,6477%. 3.5.3. Chỉ số acid của dầu

Chỉ số acid của dầu cám gạo sản xuất tại phòng thí nghiệm là: 1,4795 ± 0,0035(mg/g). Chỉ số này tương đối thấp. Như vậy chứng tỏ dầu cám gạo được sản xuất tại phòng thí nghiệm có hàm lượng acid béo tự do thấp.

Số liệu này gần giống với nghiên cứu về tách dầu cám gạo theo phương pháp sóng siêu âm kết hợp enzyme năm 2015 của Gautam Misra và cộng sự cho ra sản phẩm dầu có chỉ số acid là: 1,03 ± 0,03 (mg/g) [3]. Tuy nhiên lại thấp hơn nhiều so với nghiên cứu khác của Wei-Wen Huang cùng cộng sự sản xuất dầu cám gạo bằng phương pháp enzyme có chỉ số acid là 23,5 (mg/g) [8]. 3.5.4. Chỉ số iod của dầu

Chỉ số iod của mẫu dầu được sản xuất tại phòng thí nghiệm là: 81,216 ± 1,099 (g/100g). Chỉ số này thấp hơn so với nghiên cứu về dầu cám gạo được sản xuất bằng phương pháp enzyme trước đây của Wei-Wen Huang: 98,8 (g/100g) [8]. Điều đó chứng tỏ, lượng acid béo không no trong mẫu dầu này ít hơn. 3.5.5. Chỉ số peroxide của dầu

Chỉ số peroxide của cám gạo được sản xuất tại phòng thí nghiệm là: 1,502 ± 0,071(g/100g). Chỉ số này thấp hơn nhiều so với trong các nghiên cứu của Gautam Misra là: 6,09 ± 0,17 (g/100g) [3] và Wei-Wen Huang cùng cộng sự là: 5,85 (g/100g) [8].

4. Kết luận Trong 4 loại cám gạo nghiên cứu thì mẫu thu thập ở Hải

Lăng - Quảng Trị có thành phần lipid cao nhất là 16,31%, ngoài ra các thành phần khác có giá trị như sau: nước và các chất dễ bay hơi 10,72%, protein 13,69%, tinh bột


38,3%, xơ thô 7,95%, ngoài ra còn có các thành phần khác như tro, pectin, chất hòa tan chiếm khoảng 13,03%.

Việc thủy phân cám gạo để tách lipid tối ưu khi sử dụng enzyme Alcalase 2.4 LFG với nồng độ 1,288%, và enzyme Viscozyme L với nồng độ 1,8931%. Thời gian phản ứng là 8,1 giờ. Lúc đó, lượng huyền phù thu được là 7,0533 g tương đương với 3,498 g lipid.

Lipid sản xuất được từ cám gạo tại phòng thí nghiệm có tỷ trọng 0,92538, độ ẩm có giá trị từ 2,9511% đến 3,6477%, chỉ số acid 1,4795 (mg/g), chỉ số iod 81,216 (g/100g), chỉ số peroxide 1,502 (g/100g).

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] B.M.W.P.K. Amarasinghe, M.P.M. Kumarasiri, N.C.

Gangodavilage, “Effect of method of stabilization on aqueous extraction of rice bran oil”, Food and bioproducts processing ,87, 2009, (7)108–114.

[2] Frank T. Orthoefer (2005), Chapter 10: Rice Bran Oil, Bailey's

Industrial Oil and Fat Products 2 (6 ed.), John Wiley & Sons, America.

[3] Gautam Misra, Sumit Nandi, “Enzymatic extraction of rice bran oil from microwave stabilized and sieved bran”, Indian Journal of Science, 16(51), 2015, (7)40-46.

[4] Harwood, Laurence M, Moody, Christopher J (1989), Experimental organic chemistry: Principles and Practice, Wiley-Blackwell, America.

[5] Prasert Hanmoungjai, Leo Pyle, Keshavan Niranjan, “Extraction of rice bran oil using aqueous media”, J Chem Technol Biotechnol, 75, 2000,(5)348 -352.

[6] R. Sengupta, D.K. Bhattacharyya, “Enzymatic Extraction of Mustard Seed and Rice Bran”, JAOCS, 73(6), 1996, (6)687-692.

[7] J.Weatherwax, P.G.Marti(1986), FAO food and nutrition 14/7 manuals - Of food quality control, FAO PublicationsDivision , Roma.

[8] Wei-Wen Huang, Wei Wang, Ji-lie Li, Zhong-hai Li, “Study on the Preparation Process of Rice Bran Oil by the Ultrasonic Enzymatic Extraction”, Advance Journal of Food Science and Technology, 5(2), 2013, (4)213-216.

[9] Yu. F, Kim. S.H, Kim. N.S, Lee. J.H, Bae. D.H, Lee K.T (2006), “Composition of solvent-fractionated rice bran oil”, J Food Lipits, 13(3), (11)286–297.

((BBT nhận bài: 10/11/2016, hoàn tất thủ tục phản biện: 21/12/2016)

80 Bùi Hữu Thành, Lê Tiến Dũng

THIẾT KẾ BỘ ĐIỀU KHIỂN THÍCH NGHI CHO TAY MÁY ROBOT CÓ XÉT ĐẾN MÔ HÌNH CỦA ĐỘNG CƠ TRUYỀN ĐỘNG

DESIGNING ADAPTIVE CONTROLLERS FOR ROBOT MANIPULATORS CONSIDERING MOTOR MODEL

Bùi Hữu Thành1, Lê Tiến Dũng2 1Nhà máy Lọc dầu Dung Quất, Công ty Lọc hóa dầu Bình Sơn; [email protected]

2Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo đề xuất một thuật toán điều khiển thích nghi chotay máy robot công nghiệp có xét đến mô hình của động cơ truyềnđộng. Trước hết, mô hình động lực học tổng quát của tay máy robotcông nghiệp có xét đến động cơ truyền động được xây dựng. Dựatrên mô hình này, một thuật toán điều khiển trượt truyền thống đượctrình bày. Tiếp đó, bài báo đề xuất một thuật toán điều khiển thíchnghi trên cơ sở cải tiến thuật toán điều khiển trượt truyền thống bằngcách sử dụng kết hợp mạng nơ-ron nhân tạo, bộ ước lượng sai sốvà một thành phần bền vững. Mạng nơ-ron nhân tạo và bộ ướclượng sai số có khả năng tự chỉnh và hoạt động online để bù cácthành phần bất định của hệ thống. Sự ổn định của thuật toán đượcchứng minh bằng lý thuyết ổn định Lyapunov. Để kiểm chứng sựhiệu quả của thuật toán đề xuất, các mô phỏng được thực hiện trênMatlab/Simulink và SimMechanics cho tay máy robot hai bậc tự do.

Abstract - This paper proposes an adaptive control algorithm for robot manipulators considering motor model. First, a general dynamic model of robot manipulators including motor model is developed. Based on this dynamic model, a traditional sliding mode control algorithm is presented. Then, an adaptive control algorithm is proposed based on the improvement of traditional sliding mode controller using the combination of a neural network, an error estimator and a robust term. The neural network and the error estimator can self adjust and work online to compensate for the uncertainties of the control system. The stability of the proposed control algorithm is proved by Lyapunov theory. To demonstrate the effectiveness of the proposed control algorithm, simulations are conducted on Matlab/Simulink and SimMechanics for a 2 DOF robot manipulator.

Từ khóa - tay máy robot công nghiệp; điều khiển thích nghi; độngcơ truyền động; tự chỉnh online; mạng nơ-ron nhân tạo; điều khiểntrượt.

Key words - robot manipulators; adaptive control; actuator motor; online tuning; neural network; sliding mode control.


Ngày nay, việc ứng dụng các kỹ thuật điều khiển thông minh để điều khiển tay máy robot công nghiệp nhận được rất nhiều sự quan tâm. Quá trình thiết kế các bộ điều khiển robot thường chỉ tập trung vào phần động học. Trong khi mô hình động lực học của robot thông thường được xây dựng với tín hiệu đầu vào là mô-men truyền động cho các khớp. Các tín hiệu mô-men này là tín hiệu ra của bộ điều khiển. Và các nghiên cứu về điều khiển robot xem cơ cấu truyền động là lý tưởng, nghĩa là bộ điều khiển yêu cầu mô-men bao nhiêu thì cơ cấu chấp hành thực hiện chính xác mô-men yêu cầu đó.

Hình 1. Cấu trúc của một hệ thống điều khiển tay máy robot

công nghiệp có xét đến cơ cấu truyền động Trong thực tế, cấu trúc đầy đủ của một hệ thống điều

khiển tay máy robot công nghiệp được thể hiện như Hình 1. Phần truyền động cho các khớp của tay máy robot bao gồm Bộ biến đổi tín hiệu, Bộ biến đổi công suất và Cơ cấu truyền động thường bị bỏ qua và xem là lý tưởng trong cách tiếp cận truyền thống. Thực tế phần truyền động này không lý tưởng, và việc điều khiển mô-men của cơ cấu truyền động phụ thuộc vào tải trọng là các khớp và thanh của

robot. Vì vậy, để thiết kế được chính xác tín hiệu điều khiển nhằm điều khiển chính xác tay máy robot bám theo các quỹ đạo mong muốn, cần thiết phải tính đến mô hình của cơ cấu truyền động.

Để giải quyết vấn đề nêu trên, đã có một số công trình đi trước nghiên cứu đề xuất các giải pháp điều khiển. Trong bài báo [1], các tác giả Claudio Urrea vàJohn Kern đã nghiên cứu mô hình hóa, mô phỏng động cơ điện một chiều có xét đến tải là cánh tay robot. Các tác giả đã dùng mô hình toán của động cơ đề xuất một số phương pháp điều khiển tốc độ, điều khiển vị trí của động cơ servo HS 755 HB. Tác giả Goor trong bài báo [2] đã chứng tỏ sự quan trọng của động lực học cơ cấu truyền động trong điều khiển robot và đã chỉ ra được động lực học của động cơ chi phối như thế nào đến các hành động của robot. Trong bài báo [3], tác giả Rong-Jong Wai đã nghiên cứu thiết kế bộ điều khiển quỹ đạo tay máy robot 2 bậc tự do có xét đến động cơ truyền động. Bài báo đã đề xuất dùng các bộ điều khiển phản hồi tuyến tính hóa bền vững (robust feedback linearization control - RFLC) và bộ điều khiển mờ-neuron bền vững (robust neural-fuzzy-network control - RNFNC) để điều khiển quỹ đạo tay máy robot bám theo quỹ đạo mong muốn. Một số công trình nghiên cứu khác đã được công bố trong các tài liệu [4 - 6] theo hướng ứng dụng các thuật toán thông minh để đề xuất thuật toán điều khiển cho tay máy robot có xét đến động cơ truyền động. Tuy nhiên, các giải pháp đề xuất đều còn tồn tại nhược điểm là có cấu trúc thuật toán phức tạp, khối lượng tính toán lớn và thực tế là các mạng nơ-ron nhân tạo hoặc hệ logic mờ không thể ước lượng được hoàn toàn chính xác các thành phần bất định.


Trong bài báo này, chúng tôi đề xuất một thuật toán điều khiển mới cho tay máy robot công nghiệp có xét đến mô hình của động cơ truyền động. Trong đó, một mạng nơ-ron truyền thẳng với cấu trúc 3 lớp được sử dụng để ước lượng các thành phần bất định của robot. Khác với các công trình đi trước, thuật toán đề xuất bổ sung thêm một thành phần ước lượng sai số để bù sai số của mạng nơ-ron khi ước lượng các thành phần bất định. Ngoài ra, một thành phần bền vững được thêm vào để nâng cao sự ổn định của hệ thống.

Các phần tiếp theo của bài báo được tổ chức như sau. Trong mục 2, mô hình toán học của tay máy robot có xét đến động cơ truyền động được trình bày. Thuật toán điều khiển trượt truyền thống cho tay máy robot có xét đến động cơ truyền động được trình bày trong mục 3. Mục 4 trình bày thuật toán điều khiển thích nghi cho tay máy robot có xét đến mô hình động cơ truyền động, trên cơ sở cải tiến thuật toán điều khiển trượt. Mục 5 trình bày mô phỏng kiểm chứng cho trường hợp tay máy robot 2 bậc tự do. Cuối cùng, các kết luận được đưa ra trong mục 6.

2. Mô hình toán học của tay máy robot có xét đến động cơ truyền động

Một cách tổng quát, tay máy robot n bậc tự do truyền động bằng n động cơ điện một chiều điều khiển điện áp phần ứng được mô tả bằng các phương trình sau: = (1) = + + (2) = + + (3)

Trong đó, τe là vector mô men điện từ của động cơ (nx1); τm là vector mô men tải (nx1); θm là vector góc quay của động cơ (nx1); vt là vector điện áp ngõ vào phần ứng của động cơ (nx1); KT là ma trận chéo hằng số mô men động cơ (nxn); KE là ma trận chéo hằng số sức điện động ngược động cơ (nxn); ia là vector dòng điện phần ứng động cơ (nx1); Jm là ma trận chéo mô-men quán tính động cơ (nxn); Bm là ma trận chéo hệ số ma sát xoắn (nxn); Ra là ma trận chéo điện trở thuần cuộn dây phần ứng (nxn); La là ma trận chéo hệ số tự cảm cuộn dây phần ứng (nxn).

Giả sử mỗi động cơ truyền động cho khớp của tay máy robot thông qua bộ giảm tốc có tỷ số truyền: = = , i = 1,..,n (4)

trong đó, gri là ma trận chéo tỷ số truyền của khớp nối thứ i; τI là vector mô men điều khiển đặt lên khớp nối thứ i; qi là góc quay của khớp nối thứ i. Định nghĩa Gr = diag(gr1, gr2,…,grn) là ma trận tỉ số truyền của các bộ giảm tốc tại các khớp.

Từ các phương trình (1), (2), (3) và (4) có thể tính được vector điện áp phần ứng như sau: = + + + +( + ) + ( + ) (5)

trong đó = ( ) , = ( ) , = , = và = .

Phương trình động lực học Lagrange của tay máy robot n bậc tự do:

( ) + ( , ) + ( ) + = (6) Trong đó, M(q) là ma trận quán tính của tay máy robot

(n x n); ( , ) là ma trận lực li tâm và lực Coriolis của tay máy robot (n x n); G(q) là vector trọng lực của tay máy robot (n x 1); N là vector các thành phần nhiễu, ma sát và các thành phần động học chưa xác định (n x 1). Ma trận M(q) được viết tách thành hai thành phần: ( ) = +( ), trong đó một thành phần chỉ liên quan đến các tham số, một thành phần có chứa biến khớp.

Mô hình (6) xem phần truyền động cho các khớp là lý tưởng, nghĩa là mong muốn mô-men truyền động cho các khớp bao nhiêu thì phần truyền động sẽ tạo ra mô-men chính xác theo yêu cầu. Trong thực tế điều này rất khó xảy ra. Vì vậy cần xét đến phần truyền động cho các khớp của robot.

Thay (6) vào (5), ta rút ra được phương trình động lực học mô tả tay máy robot n bậc tự do có xét đến động lực học của cơ cấu truyền động như sau: ∗( ) + ( , , ) + = (7)

Trong đó: + va(n x 1) là vector tín hiệu điện áp đặt vào phần ứng

để điều khiển các động cơ; + Các ma trận được tính như sau: ∗ = ( + ) (8) ( , , ) = ( , ) + ( , ) + +( ) + + ( , , ) +( , ) + + + ( , ) +( ) (9) = ( ) + + (10) d là tổng của nhiễu hệ thống và các thành phần động

lực học không xác định được. Ta chấp nhận giả thiết d bị chặn như sau: ‖ ‖ < (11)

(trong đó db là một số thực dương đã biết và ‖. ‖ là chuẩn Euclid của vector).

Mô hình động lực học (7) là cơ sở để xây dựng bộ điều cho tay máy robot công nghiệp khi có xét đến động lực học của động cơ truyền động.

So với mô hình (6) khi chưa xét đến động cơ truyền động, ta thấy mô hình (7) có đạo hàm đến bậc 3. Do đó khi thiết kế thuật toán điều khiển sẽ khó khăn và cần nhiều kỹ thuật nâng cao hơn so với trường hợp không xét đến động lực học của động cơ truyền động.

3. Thuật toán điều khiển trượt cho tay máy robot công nghiệp có xét đến động cơ truyền động

Gọi: + ( ), ( ), ( ): là vector quỹ đạo góc, vận tốc

góc và gia tốc góc mong muốn của tay máy robot. + ( ): là vector quỹ đạo góc thực của robot. + ( ): là sai lệch giữa quỹ đạo mong muốn và quỹ

đạo thực của robot. ( ) = ( ) − ( ) (12) Định nghĩa hàm trượt như sau:


( ) = ( ) + ( ) + ( ) (13) Trong đó, Ka và Kb là các ma trận chéo, xác định dương.

Theo bài báo [2], chọn thuật toán điều khiển trượt kinh điển Ur cho tay máy robot n bậc tự do (7) có xét đến động lực học của động cơ truyền động như sau: = ∗( + + ) + ( , , ) + ( )

(14) = ∗ ( ) ( ) (15) = (16) trong đó sgn(.) là hàm dấu. Sự ổn định của hệ thống điều khiển tay máy robot công

nghiệp (7) khi sử dụng thuật toán điều khiển (14) được chứng minh như sau:

Chọn một hàm Lyapunov xác định dương: = ∗ (17)

Đạo hàm của hàm Lyapunov (17) được tính như sau: = ∗ (18) Từ (7), (13) và (14) ta có: = − − ∗ ( ) − (19) Từ đó thay vào (19) suy ra: = ∗ − − ∗ ( ) − = − ( ) ( ) − ( ) + ≤ − ( ) ( ) − ( ) + + ( )‖ ‖ ≤ − ( ) ( ) − ( )( − ‖ ‖) (20) Trong biểu thức (20) ta thấy: ( )≥0 và ( − ‖ ‖)≥0. Vì vậy: ≤ − ( ) ( ) ≤ 0 (21) Do đó hệ thống ổn định theo lý thuyết Lyapunov. Trong thực tế, thành phần hàm dấu trong thuật toán điều

khiển có nhiều nhược điểm như khó chế tạo với tần số chuyển mạch cao, gây ra hiện tượng rung (chattering)… Để hạn chế các khuyết điểm trên, trong phần tiếp theo bài báo sẽ đề xuất một thuật toán điều khiển thích nghi ứng dụng mạng nơ-ron và bộ ước lượng sai số.

4. Điều khiển thích nghi cho tay máy robot công nghiệp có xét đến động cơ truyền động

Dựa trên thuật toán điều khiển (14), (15) và (16) ở mục 3, bài báo đề xuất thay thế hàm sign(s) bằng hàm bão hòa (sat), đồng thời thay thành phần ( ) bằng một mạng nơ-ron kết hợp với bộ ước lượng sai số nhằm bù các thành phần bất định. Các phương trình của bộ điều khiển thích nghi mà bài báo đề xuất được biểu diễn như sau: = ∗( + + ) + ( , , ) + + + − (22) = ∗

Θ Θ (23)

Θ= ( ) ế | | > Θ

Θ ế | | ≤ Θ (24)

Trong đó UNN là một mạng nơ-ron nhân tạo có 3 lớp có cấu trúc như Hình 2.

1

2

3

1

LỚP ẨN LỚP RA

g(.)

g(.)

g(.)

g(.)

2

3

LỚP VÀO

Hình 2. Cấu trúc mạng nơ-ron truyền thẳng 3 lớp Lớp ngõ vào có vector tín hiệu vào xác định như sau: = … (25) Trong đó, Ni là số lượng ngõ vào. Lớp ẩn có Nh nơ-ron, ma trận trọng số liên kết giữa ngõ

vào và lớp ẩn được xác định như sau: = , , … , ∈ ; (26) = , , … , ∈ , = 1, (27) Quan hệ vào - ra của lớp ẩn được xác định như sau: = ∑ (28) = g( ), = 1, (29) Trong đó: g(.) là hàm truyền (chuyển đổi) của lớp ẩn,

được chọn là hàm sigmoid như sau: g( ) = (30)

Lớp ngõ ra có ma trận trọng số liên kết với lớp ẩn xác định như sau: = , , … , ∈ (31) = , ∈ , = 1, (32)

Các ngõ ra của mạng nơ-ron được xác định như sau: = ∑ , = 1, . . , (33) Một cách tổng quát, các ngõ ra của mạng nơ-ron trên

có thể được viết lại dưới dạng vector như sau: = ( , ) ∈ (34) Trong phương trình (22), = , là mặt trượt bậc

nhất được định nghĩa như sau: = + λ (35) Mục đích của mạng nơ-ron UNN là để xấp xỉ và bù

online cho thành phần bất định Δvr của tay máy robot. Tuy nhiên trong thực tế ngõ ra của mạng nơ-ron không thể xấp xỉ chính xác giá trị Δvr, dẫn đến sai số xác lập của hệ thống không thể hội tụ về 0, do đó ta cần phải dùng thêm bộ ước lượng = −ξ nhằm làm suy giảm các sai lệch. Ngoài ra, thành phần được sử dụng nhằm làm tăng thêm tính bền vững cho hệ thống; = diag( , ), λ =diag(λ , λ ), ξ = diag ξ , ξ là các ma trận chéo có phần tử là các hằng số dương.

Ta chọn ngõ vào của mạng nơ-ron là một vector bao


gồm các tín hiệu sai lệch và đạo hàm của sai lệch: = , , . . , , ∈ (36) Sai số giữa giá trị chính xác (tối ưu) và giá trị ước lượng

của thành phần bất định như sau: ∆ − = ∗ ( , ∗) − , + (37) Trong đó: + W*∈ RNh x n và V*∈ R2n x Nh là các giá trị tối ưu của

các ma trận trọng số W và V trong mạng nơ-ron; + ∈ à ∈ là giá trị ước lượng của

các ma trận trọng số tối ưu (W* và V*); + ε∈Rn là sai số ước lượng. Để đơn giản, phương trình (37) được viết lại như sau: ∆ − = ∗ + + (38) Trong đó: ∗ ≡ ( , ∗), ≡ , , = ∗ − , = ∗ − . Khai triển Taylor mở rộng cho với mỗi giá trị x cho

trước như sau: = + O (39) = ⋯ | ∈ (40) = ∗ − (41) O ∈ là vector tổng các thành phần bậc cao, được giả định là bị chặn.

Thay (39) vào phương trình sai lệch xấp xỉ (38), ta được: ∆ − = + + (42)

trong đó: = + ∗ O + (43) Giải thuật học online của mạng nơ-ron và cấu trúc của

bộ ước lượng sai số được chọn như sau: = −η (44) = − (45) = −ξ (46) = −ξ (47) Để phân tích ổn định cho giải thuật điều khiển và giải

thuật bù online nói trên, ta chọn hàm Lyapunov như sau: = + + + Với = ∗ (48) = η (49) = (50) = ξ (51)

Đạo hàm của từng thành phần của hàm V được tính như sau: = ( + − − ∆ − ∗( − )) (52)

Thay thuật toán điều khiển (23) vào ta có: = (− − − + − ) (53)

Đạo hàm của các thành phần V2, V3 và V4 lần lượt là: = − η , = − và =− ξ .

Từ đó ta có đạo hàm của hàm Lyapunov: = − − − + − − − η − − ξ (54)

Thay các luật học online vào phương trình trên ta có: = − ≤ 0 (55) Vì vậy hệ thống ổn định theo lý thuyết ổn định

Lyapunov.

5. Mô phỏng kiểm chứng Để kiểm chứng sự hiệu quả của thuật toán đề xuất, đề

tài thực hiện mô phỏng kiểm chứng cho trường hợp một tay máy robot 2 bậc tự do. Mô hình cơ khí của tay máy robot được xây dựng trong SimMechanics theo cách được mô tả trong tài liệu [7]. Các thông số của robot được tổng hợp trong Bảng 1.

Bảng 1. Thông số của tay máy robot 2 bậc tự do

Tên thông số Ký hiệu

Khớp 1

Khớp 2 Đơn vị

Khối lượng thanh tay máy robot

m 3,55 0,75 [kg]

Chiều dài thanh tay máy robot

l 0,205 0,210 [m]

Khoảng cách từ khớp đến trọng tâm thanh của robot

lc 0,1548 0,105 [m]

Moment quán tính của động cơ

Jm 3,7 x 10-5

1,47 x 10-4

[kgm2]

Hệ số ma sát xoắn của động cơ

Bm 1,3 x 10-5

2,0 x 10-5

[Nms/rad]

Điện cảm phần ứng động cơ

La 0,003 0,0024 [H]

Điện trở cuộn dây động cơ

Ra 2,8 4,8 [Ω]

Hằng số mô-men động cơ

Ka 0,21 0,23 [Nm/A]

Hằng số sức điện động ngược của động cơ

Ke 2,42 x 10-4

2,18 x 10-4

[Vs/rad]

Tỷ số truyền bộ giảm tốc

gr 60 30 []

Công suất định mức động cơ

Pđm 220 200 [W]

Điện áp định mức động cơ

Uđm 100 100 [V]

Dòng điện định mức động cơ

Iđm 6,0 5,5 [A]


Hình 3. Kết quả điều khiển bám quỹ đạo của khớp 1

Hình 4. Kết quả điều khiển bám quỹ đạo của khớp 2

Quỹ đạo mong muốn (desired trajectory) được thiết lập như sau: = − + (1 − (1,26 )) (56) = − + (1 − (1,26 )) (57)

Mô phỏng so sánh kết quả đáp ứng cho 3 trường hợp: Trường hợp dùng thuật toán điều khiển trượt với hàm bão hòa (SAT), trường hợp dùng thuật toán RFLC trong tài liệu [3] và trường hợp dùng thuật toán của bài báo đề xuất (NN).

Trên Hình 3 và Hình 4 biểu diễn kết quả điều khiển bám quỹ đạo của khớp 1 và khớp 2 của tay máy robot cho 3 trường hợp. Chúng ta có thể thấy trường hợp sử dụng thuật toán điều khiển thích nghi dùng mạng nơ-ron của bài báo đề xuất (NN) cho kết quả tốt nhất: quỹ đạo thực tiến nhanh về quỹ đạo mong muốn và bám sát quỹ đạo mong muốn nhất.

Hình 5. So sánh tín hiệu điều khiển của khớp 1

Hình 6. So sánh tín hiệu điều khiển của khớp 2

Đồ thị của tín hiệu điện áp điều khiển cấp cho 2 động cơ truyền động cho 2 khớp quay của robot được thể hiện như trên Hình 5 và Hình 6. Kết quả cho thấy trường hợp sử dụng thuật toán điều khiển của bài báo đề xuất (NN) cho kết quả ít bị rung động (chattering) nhất. Như vậy trong thực tế bộ biến đổi có thể thực hiện được dễ dàng các giá trị điện áp này để cấp cho động cơ truyền động. Chúng ta cũng có thể thấy với trường hợp sử dụng bộ điều khiển RFLC, tín hiệu điện áp có nhiều rung động nhất.

Hình 7. So sánh sai số điều khiển của khớp 1

Hình 8. So sánh sai số điều khiển của khớp 2

Hình 7 và Hình 8 biểu diễn sai số điều khiển của khớp 1 và khớp 2. Kết quả cho thấy trường hợp sử dụng thuật toán điều khiển của bài báo đề xuất (NN) cho kết quả sai số nhỏ nhất.

6. Kết luận Bài báo đã trình bày quá trình thiết kế và đề xuất một

thuật toán điều khiển thích nghi sử dụng mạng nơ-ron nhân tạo và bộ ước lượng sai số để điều khiển tay máy robot công nghiệp có xét đến mô hình của động cơ truyền động.

0 1 2 3 4 5-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

Time [s]

Erro

r [ra

d]

So sanh tin hieu sai lech goc quay khop 1

NNSATRFLC

0 1 2 3 4 5-2

-1.5

-1

-0.5

0

0.5

Time [s]

Erro

r [ra

d]

So sanh tin hieu sai lech goc quay khop 2

NNSATRFLC


Dựa trên thuật toán điều khiển trượt truyền thống, một mạng nơ-ron truyền thẳng với cấu trúc 3 lớp được sử dụng để ước lượng các thành phần bất định của robot và thay cho thành phần chuyển mạch của tín hiệu điều khiển. Khác với các công trình đi trước, thuật toán đề xuất bổ sung thêm một thành phần ước lượng sai số để bù sai số của mạng nơ-ron khi ước lượng các thành phần bất định. Ngoài ra, một thành phần bền vững được thêm vào để nâng cao sự ổn định của hệ thống. Sự ổn định của thuật toán được chứng minh bằng lý thuyết ổn định Lyapunov. Các mô phỏng kiểm chứng cho thấy thuật toán điều khiển của bài báo đề xuất có chất lượng bám quỹ đạo tốt hơn các thuật toán đi trước và có độ rung động (chattering) được cải thiện.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Claudio Urrea and John Kern, “A New Model for Analog Servo Motors.

Simulation and Experimental Results”, Canadian Journal on Automation, Control and Intelligent Systems, Vol. 2, No. 2, March 2011.

[2] R. M. Goor, “A new approach to minimum time robot control”, General Motors Res. Labs., Warren, MI, Res. Pub. GMR-4869, 1985.

[3] Rong-Jong Wai, Senior Member, IEEE, and Po-Chen Chen, "Robust Neural-Fuzzy-Network Control for Robot Manipulator Including Actuator Dynamics", IEEE Transactions on Industrial Electronics, Vol. 53, No. 4, August 2006.

[4] Rong-Jong Wai, Senior Member, IEEE, and Rajkumar Muthusamy, “Fuzzy-Neural-Network Inherited Sliding-Mode Control for Robot Manipulator Including Actuator Dynamics”, IEEE Transactions on Neural Networks and Learning Systems, Vol. 24, No. 2, February 2013.

[5] Wai, Rong-Jong, and Zhi-Wei Yang. "Adaptive fuzzy neural network control design via a T–S fuzzy model for a robot manipulator including actuator dynamics." IEEE Transactions on Systems, Man, and Cybernetics, Part B (Cybernetics) 38.5 (2008): 1326-1346.

[6] Wai, Rong-Jong, and Rajkumar Muthusamy. "Fuzzy-neural-network inherited sliding-mode control for robot manipulator including actuator dynamics." IEEE Transactions on Neural Networks and learning systems 24.2 (2013): 274-287.

[7] Le Tien Dung, Kang, Hee-Jun, and Young-Shick Ro. "Robot manipulator modeling in Matlab-SimMechanics with PD control and online gravity compensation." Strategic Technology (IFOST), 2010 International Forum on. IEEE, 2010.


86 Phạm Trường Thi

NGHIÊN CỨU LÝ THUYẾT ẢNH HƯỞNG SAI SỐ GIA CÔNG ĐẾN SỰ LỆCH CỦA KÍCH THƯỚC TỌA ĐỘ ĐƯỜNG ỐNG THIẾT KẾ TRÊN TÀU

THEORETICAL RESEARCH ON INFLUENCE OF PROCESSING ERRORS ON THE DEVIATIONS OF COORDINATE DIMENSIONS OF DESIGN PIPELINE ON THE SHIP

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

Tóm tắt - Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu tìm ra mối liên hệhình học giữa sai số trong gia công đến sự lệch của kích thước tọađộ đường ống thiết kế trên tàu. Một phân đoạn ống khi gia công sẽphải trải qua các nguyên công cắt và uốn, nguyên công uốn trongtrường hợp tổng quát sẽ bao gồm các bước: dịch chuyển dọc, bẻống, dịch chuyển dọc, xoay ống, bẻ ống… Để nghiên cứu ảnhhưởng tổng hợp của các sai cố gia công lên độ lệch kích thước tọađộ của đường ống, tác giả sẽ nghiên cứu ảnh hưởng độc lập củatừng sai số, ảnh hưởng tổng hợp của các sai số khi đó sẽ là tổngvéc tơ của tất cả các véc tơ lệch gây nên bởi tất cả các sai số giacông đường ống.

Abstract - In this paper, the author will carry out the research to find out the geometric relationships between processing errors and the deviations of coordinate dimensions of design pipeline on the ship. A pipe segment must undergo the cutting and bending. Bending the material in the general case includes the following steps moving along, curling pipe, moving along, turning the hose, curling pipe ... To study the synthetic effects of machining errors on deviation of coordinate dimensions of the pipe, the author will examine the impact of each error independently, form the formula for the general case. Aggregate impact of these errors would then be total vector of all deviations vectors caused by all the pipeline processing errors.

Từ khóa - đường ống tàu thủy; sai số; gia công ống; kích thướctọa độ; công nghệ đóng tàu; uốn ống tàu thủy

Key words - ship pipeline; processing errors; pipe processing; coordinate dimensions; shipbuilding technology; shippipe curling


Trên thế giới đã có những nghiên cứu chế tạo ra những dây chuyền hiện đại sản xuất ống cho tàu thủy, tuy nhiên ứng dụng của những dây chuyền này vào thực tế sản xuất ống tại các nhà máy đóng tàu vẫn rất hạn chế, tỉ lệ ống sản xuất trên dây chuyền không đạt yêu cầu vẫn còn cao do sai số trong chế tạo kéo theo sự lệch về kích thước đường ống thiết kế.

Hiện nay, phương án di chuyển những công việc chính và nặng nhất liên quan đến vạch tuyến, sửa lắp, điều chỉnh ống từ trên tàu vào các xưởng đang được nghiên cứu. Việc tính toán chính xác ảnh hưởng các sai số trong chế tạo lên sự lệch của kích thước tọa độ tuyến đường ống thiết kế trên tàu giúp chúng ta có thể đánh giá, xây dựng được dây chuyền sản xuất chế tạo ống tốc độ, hiệu quả cao, giảm khối lượng công việc và giá thành chế tạo ống.

Nghiên cứu lý thuyết ảnh hưởng sai số gia công đến sự lệch của kích thước tọa độ tuyến đường ống giúp cho quá trình tính toán trong những trường hợp cụ thể được nhanh chóng và thuận tiện.

2. Tính toán lý thuyết ảnh hưởng sai số gia công đến sự lệch của kích thước tọa độ phân đoạn ống trên tàu

Quá trình gia công ống tàu thủy trải qua các nguyên công cắt và uốn, tính chính xác của các nguyên công này ảnh hưởng đến sự sai lệch về kích thước tọa độ của tuyến đường ống thiết kế. Uốn ống được thực hiện trên các máy uốn ống có điều khiển tự động, bán tự động hay bằng tay. Quá trình uốn ống trong trường hợp tổng quát bao gồm 3 bước chính: dịch chuyển dọc, bẻ ống và xoay quanh trục.

Khi gia công các đoạn ống với những biên dạng cong khác nhau sẽ phải thực hiện những tổ hợp nguyên công mà sai số khi thực hiện chúng sẽ ảnh hưởng đến độ lệch kích thước tọa độ của ống (Hình 2).

Hình 1. Quá trình uốn ống: a) dịch chuyển dọc đến điểm bẻ thứ nhất; b) điểm bẻ thứ nhất; c) dịch chuyển dọc đến điểm bẻ thứ

hai; d) xoay quanh trục; e) điểm bẻ thứ hai Trong thiết kế tuyến đường ống, tư thế không gian của

ống được xác định bởi tọa độ của những điểm đặc trưng – điểm đầu, các điểm bẻ và điểm cuối của ống (Hình 3).

Trong trường hợp tổng quát, chiều dài đoạn ống thứ i xác định bởi công thức:

21

21

21 )()()( iiiiiii zzyyxxL −+−+−= +++

Trục lý thuyết của ống là đường gãy khúc với những véc tơ dẫn hướng L1; L2; …; Ln. Tọa độ véc tơ L1 được tính theo các công thức:


z 4 c1 4" C1 s1 4' y 1 3 2 c1 c1 2' 3' x

( ) ( ) ( )γβα cos;cos;cos 111111 ⋅=⋅=⋅= L ZL YLXtrong đó, L1 – chiều dài véc tơ; cos(α), cos(β), cos(γ) – các cosin dẫn hướng 2

12

12

11 ZYXL ++=

121121121 -zz, Z-yy, YxxX ==−=

Hình 2. Sai số cắt, dịch chuyển dọc, bẻ, xoay ống

z

2 L2 3

L1 y

1 i Li i+1 x

Hình 3. Tư thế không gian của tuyến đường ống

Tọa độ của một điểm M(X, Y, Z) bất kỳ: ( ) ( ) ( )γ⋅=β⋅=α⋅= cosR, ZcosR Y;cosRX

Trong đó: R – độ dài véc tơ bán kính của điểm M (khoảng cách từ M đến gốc tọa độ). 2.1. Ảnh hưởng của sai số dịch chuyển dọc

Độ lệch của điểm đặc trưng bất kỳ (trừ điểm cuối cùng) dưới ảnh hưởng của sai số dịch chuyển (ci) trên phần tử ống thứ -i chính là véc tơ có cùng độ dài và cùng chiều với véc tơ sai số.

Hình 4. Ảnh hưởng của sai số dịch chuyển đến độ lệch kích thước tọa độ

Độ lệch của điểm số 2 theo các trục tọa độ: xΔ1, yΔ1, zΔ1 dưới ảnh hưởng của sai số dịch chuyển (c1) xác định theo biểu thức:

2'212'212'21 , , zzzyyyxxx −=Δ−=Δ−=Δ Vì 1, 2 và 2’ cùng nằm trên 1 đường thẳng:

1

111'1

11

'1

1

1

LcLX X

cLX

LX +

⋅=⇒+

=

1

111'1

11

'1

1

1

LcLY Y

cLY

LY +

⋅=⇒+

=

1

111'1

11

'1

1

1

LcLZ Z

cLZ

LZ +

⋅=⇒+

=

trong đó, , , 1'2'11'2'1 yyYxxX −=−=

21

21

2111'2'1 , ZYXLzzZ ++=−=

Như vậy,

21

21

21

12

12

12

111'2

ZYX

cZYXXxx

++

+++⋅+=

21

21

21

12

12

12

111'2

ZYX

cZYXYyy

++

+++⋅+=

21

21

21

12

12

12

111'2

ZYX

cZYXZzz

++

+++⋅+=

Kết quả là:

Sai số cắt Ống gia công

Trục xoay ống

Sai số xoay ống

Sai số bẻ ống

Mặt phẳng bẻ ống

Sai số dịch chuyển


)1(2

12

12

1

12

12

12

111

ZYX

cZYXXx

++

++++−⋅=Δ

)1(2

12

12

1

12

12

12

111

ZYX

cZYXYy

++

++++−⋅=Δ

)1(2

12

12

1

12

12

12

111

ZYX

cZYXZz

++

++++−⋅=Δ

với

121121121 -zz Z, -yyY, xxX ==−= Ta sẽ có

))()()(

)()()(1()(

212

212

212

12

122

122

12121

zzyyxx

czzyyxxxxx

−+−+−

+−+−+−+−⋅−=Δ

))()()(

)()()(1()(

212

212

212

12

122

122

12121

zzyyxx

czzyyxxyyy

−+−+−

+−+−+−+−⋅−=Δ

))()()(

)()()(1()(

212

212

212

12

122

122

12121

zzyyxx

czzyyxxzzz

−+−+−

+−+−+−+−⋅−=Δ

Đối với điểm cuối của ống: sự tăng chiều dài của phần tử ống thứ -i kéo theo sự ngắn đi của phần tử ống thứ -n và ngược lại. Kết quả là, véc tơ lệch Ci(xci, yci, zci) bằng tổng véc tơ sai số ci(xΔi,yΔi, zΔi) và véc tơ si(xsi, ysi, zsi) (véc tơ có cùng độ dài với véc tơ sai số cùng phương với phần tử ổng thứ -n): iii scC rrr

+=

Ta có: , , 111111 ysyycxsxxс +Δ=+Δ=

zzzс +Δ= 11

Như vậy: 3

131

1

1

3

3

LcX xs

cxs

LX

⋅−=⇒−=

3

131

1

1

3

3

LcYys

cys

LY

⋅−=⇒−=

3

131

1

1

3

3

LcZzs

czs

LZ

⋅−=⇒−=

Trong trường hợp tổng quát, độ lệch kích thước tọa độ (Ci) của một điểm đặt trưng bất kỳ trên đoạn ống gây ra do sai số dịch chuyển (ci) được xác định theo biểu thức:

ii

ii

i

i

i

i

i

i

i sL

cL

ZYX

zcycxc

С +⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ++−⋅

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛=

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛1

với si = 0 cho mọi điểm đặc trưng trừ điểm cuối cùng;

к

i

к

к

к

i Lc

ZYX

s ⋅⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−= – cho điểm cuối cùng của ống.

2.2. Ảnh hưởng của sai số bẻ ống Khi bẻ ống, một phần ống sẽ xoay xung quanh trục 22’

vuông góc với mặt phẳng bẻ ống và đi qua đỉnh uốn.

z

2'

y 5' a

5 1

a 3' 2

3 a 4'

4

x

z

R' y R a M'

R" A

M L

a

x

Hình 5. Sự lệch kích thước tọa độ của ống dưới ảnh hưởng của sai số bẻ ống

Độ lệch các điểm đặc trưng của ống dưới ảnh hưởng của sai số bẻ ống a sẽ diễn ra trên mặt phẳng bẻ ống hoặc mặt phẳng song song với nó, theo cung tròn bán kính: /23/ - đối với điểm 3; /24/ - đối với điểm 4; /2’5/ - đối với điểm 5 (Hình 5). Độ lệch dài: /33'/=/23/⋅a, /44'/=/24/⋅a, /55'/=/2'5/⋅a.

Xét một cách tổng quát phương pháp phân tích hình học, độ lệch (A) một điểm đặc trưng bất kỳ của ống dưới ảnh hưởng của sai số bẻ ống (a) được xác định bằng công thức: aRA ⋅= , trong đó R – độ dài đường vuông góc hạ từ điểm đang xét đến trục uốn.

Ở dạng véctơ, độ lệch của điểm đang xét là 1 véctơ có tọa độ A(xa, ya, za), được xác định bởi hiệu số của véctơ bán kính vị trí thực R’(X’,Y’,Z’) và véc tơ bán kính vị trí lý thuyết R(X-X’’,Y-Y’’,Z-Z’’):

)"('' RLRRRArrrrrr

−−=−= Trong đó, véc tơ L(X,Y,Z) và R’’(X’’, Y’’, Z’’) lần lượt

là véc tơ bán kính điểm đang xét đối với đỉnh uốn và véc tơ hình chiếu của nó trên trục uốn.

Độ lệch A được tính theo các phương trình sau:


)"(' ),"(' ),"(' ZZZzaYYYyaXXXxa −−=−−=−−= Để xác định X’, Y’, Z’ ta sẽ thực hiện phép biến đổi và

lập hệ phương trình. Góc giữa 2 véc tơ N’(N’x, N’y, N’z) và L(X, Y, Z):

222222 '''

''')cos(ZYXzNyNxN

ZzNYyNXxN

++⋅++

⋅+⋅+⋅=φ

với N’(N’x, N’y, N’z) là véc tơ pháp tuyến của mặt phẳng bẻ ống, được xác định bởi tích 2 véc tơ L1(X1, Y1, Z1) và L2(X2, Y2, Z2):

,' ,' 21212121 ZXXZyNYZZYxN ⋅−⋅=⋅−⋅=

2121' XYYXzN ⋅−⋅=

Theo định luật tam giác vuông: )cos(" φ⋅= LR

Độ dài L: 222 ZYXL ++= , như vậy:

222 ''''''"zNyNxN

ZzNYyNXxNR++

⋅+⋅+⋅=

Vì ′′ và ′ cùng nằm trên 1 trục bẻ ống /22’/ nên:

N'R"xN'X"

NxN

RX

⋅=⇒='

'""

N'R"yN'Y"

NyN

RY

⋅=⇒='

'""

N'R"zN' Z"

NzN

RZ

⋅=⇒='

'""

lại có: 222 '''' zNyNxNN ++=

như vậy: 222 '''

)'''("zNyNxN

ZzNYyNXxNNxX++

⋅+⋅+⋅⋅=

222 ''')'''("

zNyNxNZzNYyNXxNNyY

++⋅+⋅+⋅⋅

=

222 ''')'''("

zNyNxNZzNYyNXxNNzZ

++⋅+⋅+⋅⋅

=

Chiều của góc bẻ xác định bởi góc giữa 2 véc tơ N(Nx, Ny, Nz) và R(X-X", Y-Y", Z-Z"):

222222 )"()"()"(

)"()"()"()cos(ZZYYXXNzNyNx

ZZNzYYNyXXNx

−+−+−⋅++

−⋅+−⋅+−⋅=ϕ

với N(Nx, Ny, Nz) – véc tơ pháp tuyến của mặt phẳng tạo bởi vec tơ L(X, Y, Z) và N'(N'x, N'y, N'z):

zNXxNZNyyNZzNYNx '' ,'' ⋅−⋅=⋅−⋅=

xNYyNXNz '' ⋅−⋅=

Góc bẻ thực: ϕ+=ϕ a'

Như vậy:

222222

222222

'''

'''

)))"()"()"(

)"()"()"(arccos(cos(

ZYXNzNyNx

ZNzYNyXNxZZYYXXNzNyNx

ZZNzYYNyXXNxa

++⋅++

⋅+⋅+⋅=

=−+−+−⋅++

−⋅+−⋅+−⋅+

(1)

Theo định nghĩa, 222222 ''')"()"()"( R'R ZYXZZYYXX ++=−+−+−⇒=

(2) Phương trình mặt phẳng bẻ ống chính là phương trình

mặt phẳng tạo bởi 2 véc tơ N(Nx, Ny, Nz) и R(X-X", Y-Y", Z-Z"):

0"""

'''=

−−− ZZYYXXNzNyNxZYX (3)

Giải hệ phương trình (1), (2), (3) đối với X', Y', Z' ta sẽ có được tọa độ thực của điểm đang xét đối với trục uốn.

Trong trường hợp tổng quát, độ lệch (Ai) của điểm đặc trưng bất kỳ đường ống (điểm M(x,y,z)) dưới ảnh hưởng của sai số bẻ ống (ai) (Hình 5) xác định theo phương trình:

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛=

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

"""

"'''

'ZYX

RZYX

LZYX

Rzayaxa

A

i

i

i

i

,

với

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

'''

'ZYX

R – nghiệm của hệ phương trình:

( )

( )⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪

⎬

⎫

=−⋅⋅

=−

⋅⋅

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−⋅−⋅

+

0"''"

''arccoscos

RLNRRRL

RNRN

RLNRLNai

,

trong đó,

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

−−−

=⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

+

+

+

1

1

1

i

i

i

zzyyxx

ZYX

L;

( ) ( )( )11

1

"""

" ++

+ ××=×

⋅×⋅⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛=

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

iiii

ii LLLN ; LL

LLL

NzNyNx

NZYX

R

2.3. Ảnh hưởng của sai số xoay ống Xoay ống diễn ra xung quanh trục (23) – trục xoay. Độ

lệch của các điểm đặc trưng trên ống dưới ảnh hưởng của sai số xoay ống (b) sẽ nằm trên những mặt phẳng vuông góc với trục xoay, theo các cung tròn với bán kính: /4’’4/ - đối với điểm 4; /4’’5/ - đối với điểm 5; /6’’6/ - đối với điểm 6. Theo định nghĩa, các đoạn /4’’4/, /4’’5/, /6’’6/ là các đường vuông góc hạ từ các điểm 4, 5, 6 đến trục xoay: /44'/=/4"4/⋅b, /55'/=/5"5/⋅b, /66'/=/6"6/⋅b.

Độ lệch (B) điểm đặc trưng bất kỳ dưới ảnh hưởng của sai số xoay ống (b) xác định bằng biểu thức: bDB ⋅= , với D – chiều dài đường vuông góc hạ từ điểm đang xét lên trục xoay ống.


z

y b 5'

5

1 6'

2 6 b 3

4"

4 6" x b

z

y

M' B L M b

D D'

D"

x b Hình 6. Ảnh hưởng của sai số xoay ống lên độ lệch kích thước

tọa độ của đường ống Ở dạng véc tơ, độ lệch điểm M đang xét là một véc tơ

B(xb, yb, zb), xác định bằng hiệu của véc tơ vị trí thực D'(X', Y', Z') (dưới ảnh hưởng sai số xoay ống) và véc tơ vị trí lý thuyết D(X-X", Y-Y", Z-Z") của điểm đang xét đối với trục xoay: )"('' DLDDDB

rrrrrr−−=−= , với L(X, Y, Z) và

D"(X", Y", Z") lấn lượt là véc tơ bán kính điểm đang xét đối với đỉnh uốn và véc tơ hình chiếu của nó lên trục xoay ống (Hình 6).

Độ lệch kích thước tọa độ của ống đối với các trục x, y, z dưới ảnh hưởng của sai số xoay ống được tính theo các biểu thức sau:

)"(' ),"(' ),"(' ZZZzbYYYybXXXxb −−=−=−−=Để xác định X', Y', Z' ta sẽ thực hiện những biến đổi cần thiết và lập hệ phương trình. Theo định nghĩa, véc tơ L2(X2, Y2, Z2) и D"(X", Y", Z") nằm trên trục xoay /23/, theo đó, biểu thức sau sẽ đúng:

22

2

2

LD"X X"

LX

D"X" ⋅=⇒=

22

2

2

LD"Y Y"

LY

D"Y" ⋅=⇒=

22

2

2

LD"Z Z"

LZ

D"Z"

⋅=⇒= ,

Theo quy tắc tam giác vuông: )cos(" ν⋅= LD ,

với 2222

22

22

2

222)cos(ZYXZYX

ZZYYXX++⋅++

⋅+⋅+⋅=ν ,

trong đó: 222 ZYXL ++= 22

22

222 ZYXL ++= .

Sau khi biến đổi, ta có:

22

22

22

2222 )("ZYX

ZZYYXXXX++

⋅+⋅+⋅⋅= ;

22

22

22

2222 )("ZYX

ZZYYXXYY++

⋅+⋅+⋅⋅= ;

22

22

22

2222 )("ZYX

ZZYYXXZZ++

⋅+⋅+⋅⋅= ;

Chiều của góc xoay xác định bởi góc giữa hai véc tơ N"(Nx, Ny, Nz) иD(X-X", Y-Y", Z-Z"):

222222)cos(

DzDyDxNzNyNx

DzNzDyNyDxNx

++⋅++

⋅+⋅+⋅=ψ

với N"(Nx, Ny, Nz) – véc tơ pháp tuyến của mặt phẳng tạo bởi hai véc tơ L2(X2, Y2, Z2) và L(X, Y, Z):

ZXXZNyYZZYNx ⋅−⋅=⋅−⋅= 2222 ,XYYXNz ⋅−⋅= 22

Gọi góc xoay thực là ψ+=ψ b' , ta có:

222222

222222

'''

'''

)))"()"()"(

)"()"()"(arccos(cos(

ZYXNzNyNx

ZNzYNyXNxZZYYXXNzNyNx

ZZNzYYNyXXNxb

++⋅++

⋅+⋅+⋅=

=−+−+−⋅++

−⋅+−⋅+−⋅+

(4) 222222 ''')"()"()"( ZYXZZYYXX D'D ++=−+−+−⇒=

(5) Phương trình mặt phẳng xoay ống là phương trình mặt

phẳng tạo bởi N"(Nx, Ny, Nz) иD(X-X", Y-Y", Z-Z"):

0"""

'''=

−−− ZZYYXXNzNyNxZYX

(6)

Giải hệ phương trình (4), (5), (6) đối với ẩn X', Y', Z' ta sẽ có tọa độ thực của điểm đang xét đối với trục xoay ống.

Trong trường hợp tổng quát, độ lệch (Bi) của điểm đặc trưng bất kỳ M(x,y,z) dưới ảnh hưởng của sai số xoay ống (bi) sẽ được xác định theo biểu thức:

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛−

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛=

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

"""

"'''

'ZYX

DZYX

LZYX

Dzbybxb

B

i

i

i

i

với,

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

'''

'ZYX

D – nghiệm của hệ phương trình:

( )

( )⎪⎪⎪

⎭

⎪⎪⎪

⎬

⎫

=−⋅⋅

=−

⋅⋅

=⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛

−⋅−⋅

+

0""''"

'"'"

""""arccoscos

DLNDDDL

DNDN

DLNDLNbi

,


trong đó:

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

−−−

=⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

+

+

+

1

1

1

i

i

i

zzyyxx

ZYX

L ,

LLNL

LL

NzNyNx

NZYX

D ii

i ×=⋅

⋅⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛=

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

++

+1

11 " ; "

"""

"

2.4. Ảnh hưởng của sai số cắt ống Sai số cắt ống chỉ ảnh hưởng đến độ lệch của điểm cuối

của ống. Độ lệch điểm cuối của ống dưới ảnh hưởng sai số cắt (k) có thể biểu diễn bằng một véc tơ có cùng độ dài và cùng hướng với véc tơ sai số. Véc tơ sai số xác định bởi giá trị sai số và hướng của phần tử ống cuối cùng n.

Ảnh hưởng của sai số cắt đến độ lệch kích thước tọa độ của ống sẽ tương tự như ảnh hưởng của sai số dịch chuyển. Kết quả tính toán, độ lệch (K) điểm cuối của ống dưới ảnh hưởng sai số cắt (k) được xác định bởi biểu thức:

⎟⎟⎠

⎞⎜⎜⎝

⎛ ++−⋅

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛=

⎟⎟⎟

⎠

⎞

⎜⎜⎜

⎝

⎛

к

к

к

к

к

LkL

ZYX

zkykxk

K 1

k K z ci si Ci

y Lк

Li

ci ci x

Hình 7. Ảnh hưởng của sai số cắt lên độ lệch kích thước tọa độ

của ống

3. Bàn luận Để đánh giá mức độ ảnh hưởng của các sai số gia công

lên độ lệch kích thước tọa độ của tuyến đường ống thiết kế, cần thiết phải tính toán chúng trong những trường hợp cụ thể, có xét đến dấu của các sai số.

Các công thức tổng quát được tìm ra ở trên cũng có thể được sử dụng để tìm ra những công thức cụ thể hơn đối với từng hình dạng, kích thước của từng phân đoạn ống cụ thể.

Trong 4 sai số gia công đường ống có 2 sai số gia công tính theo đơn vị độ dài là sai số cắt và sai số dịch chuyển dọc, 2 sai số gia công còn lại tính theo đơn vị góc là sai số bẻ ống và xoay ống. Tính toán ảnh hưởng của các sai số góc khó khăn và phức tạp hơn so với tính toán ảnh hưởng của các sai số dài.

Trong thực tế, phân đoạn ống trên tàu là những đoạn ống có hình dạng kích thước khác nhau, có tối đa 6 phần tử (5 điểm uốn), vì vậy những sai số gia công của những phần tử ống càng gần gốc tọa độ đang xét (i càng nhỏ) càng có khả năng ảnh hưởng lớn đến độ lệch chung của kích thước tọa độ đường ống.

4. Kết luận Sau quá trình tính toán lý thuyết, tác giả đã tìm ra những

mối liên hệ hình học giữa các sai số trong gia công với độ lệch kích thước tọa độ của những điểm đặc trưng của tuyến đường ống thiết kế, bước đầu có thể hỗ trợ được cho quá trình tính toán tính chính xác của những đường ống trong các hệ thống phức tạp trên tàu thủy.

Trong quá trình tính toán, tác giả đã sử dụng những hình vẽ cho những phân đoạn ống cụ thể, sau đó khái quát lên thành những công thức tổng quát. Những công thức này hoàn toàn có thể áp dụng cho mọi trường hợp khác.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] P.A. Dorosenko, A.G. Rokhlin, V.P. Bulatov, Công nghệ sản xuất

hệ thống năng lượng tàu thủy, NXB Đóng tàu Leningrat – 1988. [2] I.N.Ovchinikov, E.I. Ovchinikov, Các hệ thống và đường ống trên

tàu thủy, NXB Đóng tàu Leningrat – 1988. [3] V.D. Mathkevich, Cơ sở công nghệ đóng tàu, NXB Đóng tàu

Leningrat – 1980. [4] K.N. Sakhno, “Thiết kế công nghệ gia công và lắp đặt đường ống

trên tàu và những cơ sở kinh tế của chúng”, Báo khoa học Vestnik ASTU – 2011.


92 Vũ Bích Thủy, Ngô Mạnh Thắng, Lê Minh Viễn

ĐÁNH GIÁ HOẠT TÍNH QUANG XÚC TÁC CỦA LaNiO3 PHÂN HỦY β-NAPTHOL DƯỚI ĐIỀU KIỆN CHIẾU XẠ TIA UV

PHOTOCATALYTIC ACTIVITY OF LaNiO3 UNDER UV LIGHT IRRADIATION

Vũ Bích Thủy, Ngô Mạnh Thắng, Lê Minh Viễn Trường Đại học Bách khoa TP. Hồ Chí Minh; [email protected]

Tóm tắt - Trong nghiên cứu này, LaNiO3 đã được tổng hợp bằngphương pháp citrat gel. Qua đó, các đặc tính của LaNiO3 đượcchỉ ra thông qua XRD, phân tích nhiệt vi sai TG-DTA, phổ hồngngoại FT-IR và diện tích bề mặt riêng BET. Các kết quả thu đượcđã chứng minh rằng LaNiO3 bắt đầu hình thành ở 650oC. Hoạttính quang xúc tác của LaNiO3 được đánh giá và khảo sát thôngqua sự phân huỷ β-naphthol dưới điều kiện chiếu sáng UV. Cáckết quả phân tích UV-Vis đã chỉ ra rằng nồng độ β-naphthol giảmđáng kể sau 300 phút đối với tất cả các mẫu LaNiO3 được khảosát. Bên cạnh đó, các mẫu LaNiO3 đã nung kết ở các nhiệt độkhác nhau đã thể hiện hoạt tính xúc tác cao đối với sự phân huỷtrên 50% lượng β-naphthol sau 120 phút chiếu sáng.

Abstract - The LaNiO3 particles were prepared by a citrate gel method. The LaNiO3 nanoparticles were characterized by X-Ray diffraction (XRD), thermo-gravimetric and differential thermal analysis (TG-DTA), Fourier transform infrared spectroscopy (FTIR), specific surface area SBET measurements. The results demonstrated that the single phase of LaNiO3 was formed at 650oC. The photocatalytic activity of LaNiO3 was also evaluated and investigated for the degradation of β-naphthol under the UVA irradiation. The UV results showed that there was a significant decrease in concentration of β-naphthol in all samples after 300 min irradiation. All samples of LaNiO3 calcined at various temperatures exhibited high photocatalytic activity in degradation of β -naphthol over 50% after 120 min of irradiation.

Từ khóa - hấp phụ; β-naphthol; LaNiO3; perovskite xúc tácquang; phương pháp sol-gel.

; Key words - Adsorption properties, β-naphthol, LaNiO3, perovskite, photocatalytic, sol-gel method.

1. Giới thiệu

β-naphthol là một hợp chất quan trọng với nhiều ứng dụng rộng rãi trong các ngành công nghiệp sản xuất thuốc nhuộm, chất màu, chất làm trắng huỳnh quang, thuộc da, chất kháng oxi hoá và chất khử trùng. Khả năng ô nhiễm nước bởi dư lượng β-naphthol và do đó nhu cầu nghiên cứu xử lý dư lượng này đã và đang được quan tâm [1– 4]. Xử lý bằng phương pháp sinh học thường được ưu tiên do được cho là thân thiện với môi trường. Tuy nhiên, β-naphthol thuộc nhóm chất không dễ phân hủy sinh học. Kết hợp hai chủng Aspergillusniger và Bacillussubtilis ở điều kiện tối ưu mới phân hủy được 92% mức dư lượng β-naphthol ban đầu trong mẫu (50 mg/L) sau 10 ngày, nhưng COD chỉ giảm 80% [1]. Quang phân với ánh sáng mặt trời mô phỏng sử dụng đèn Xenon (λ ≥ 300 nm) phân hủy được trên 90% lượng β-naphthol ban đầu trong mẫu (20 mg/L) sau ~ 8 giờ nhưng công suất đèn cao tới 300W, khoảng cách từ đèn tới mẫu rất ngắn ~ 5 cm[2]. Ở khoảng cách ngắn tương tự, chiếu đèn UV (λ ~ 254 nm), rút ngắn thời gian đạt hiệu suất phân hủy này xuống còn vài phút tới vài chục phút, tùy thuộc số đèn sử dụng [2]. Tia gamma với khả năng đâm xuyên vượt trội và phân hủy phân tử nước thành gốc tự do hydroxyl (chất oxi hóa mạnh), hydro nguyên tử và điện tử hydrat hóa (chất khử mạnh) giúp đạt hiệu suất phân hủy này với liều hấp thu năng lượng bức xạ không quá 3 kGy (kJ/kg) [2], song nguồn phát tia gamma không phổ biến và phải tuân thủ các qui định an toàn bức xạ nghiêm ngặt. Ozon hóa dung dịch mẫu, đặc biệt khi giá trị pH mẫu khảo sát trong vùng kiềm để ozon ít nhiều chuyển thành gốc tự do hydroxyl cũng cho hiệu suất phân hủy β-naphthol cao [3], song tiêu tốn nhiều điện năng và phải giải quyết lượng ozon dư thừa. Xúc tác quang được xem là phương pháp tối ưu xử lý tạp chất hữu cơ trong nước với sản phẩm cuối cùng của quá trình là khí cacbonic, nước và các sản phẩm vô cơ.

Chất xúc tác quang phổ biến nhất là TiO2 ở dạng thương phẩm hoặc tự điều chế, cho các hoạt tính quang xúc tác với đối tượng xử lý – ví dụ β-naphthol – khác nhau [4]

Bên cạnh TiO2, các oxit cấu trúc perovskite ABO3 (với A thể hiện cation đất hiếm, B thể hiện cation kim loại chuyển tiếp), ví dụ như LaCoO3, LaMnO3, LaFeO3, LaNiO3 là các vật liệu xúc tác quang hứa hẹn do các đặc tính như thân thiện với môi trường, bền hoá học, vùng cấm thấp hơn và có thuộc tính từ [5-8]. Trong số đó, LaNiO3 cho thấy hoạt tính xúc tác quang trong sự phân huỷ các tạp chất hữu cơ trong nước dưới ánh sáng UV và ánh sáng khả kiến [9]. Zhao và cộng sự đã nghiên cứu hoạt tính xúc tác quang xúc tác của LaNiO3 để phân hủy azo blue trong nước, hiệu suất phân hủy đạt 90% trong vòng 80 phút [10]. Li và cộng sự [11] cũng chứng minh rằng LaNiO3 với năng lượng vùng cấm hẹp khoảng 2,26 eV có thể hấp thụ ánh sáng khả kiến để sinh ra các hạt mang điện và có thể oxi hoá metyl dacam (MO) lên tới gần 75% sau 5 giờ phản ứng. Tang và cộng sự [12] đã điều chế LaNiO3 theo phương pháp sol-gel, sản phẩm thu được có hoạt tính quang xúc tác cao trong vùng ánh sáng khả kiến và đạt phân huỷ 80% methyl da cam sau 160 phút chiếu đèn UV. Tiềm năng ứng dụng LaNiO3 làm xúc tác quang với hiệu quả cao trong cả hai vùng bước sóng ánh sáng UV và khả kiến cần được triển khai. Tuy nhiên, các đặc trưng xúc tác quang của LaNiO3 cũng phụ thuộc đáng kể vào điều kiện tổng hợp.

Trong bài báo này, LaNiO3 được tổng hợp bằng phương pháp sol-gel với axit citric là tác nhân gel hoá. Hình thái, cấu trúc và diện tích bề mặt riêng của vật liệu được đánh giá thông qua SEM, XRD và BET. Ảnh hưởng của các yếu tố như hàm lượng chất xúc tác, nồng độ ban đầu và thời gian chiếu sáng tới phân huỷ 2-napthol được khảo sát để đánh giá hoạt tính xúc tác của LaNiO3 trong vùng ánh sáng UV.


2. Thực nghiệm 2.1. Hóa chất

Lantan nitrat La(NO3)3.6H2O (99%), Niken nitrat Ni(NO3)2.6H2O (99%), axit citric (C6H8O7.H2O) (99,9%) và β-naphthol (C10H8O, 99,9%) là các sản phẩm của Merck, được sử dụng trực tiếp không qua tinh chế bổ sung. Nước cất dùng để pha chế các dung dịch. 2.2. Tổng hợp LaNiO3

Lấy 60 ml nước cất thêm vào hỗn hợp lantan nitrat và niken nitrat, khuấy đều ở 25o C trong 5 phút. Axit chanh được thêm từng giọt vào dung dịch trên để làm tác chất gel hoá, tỷ lệ mol của axit chanh và ion kim loại là 1.5/1, nhiệt độ được duy trì ở 80oC để hình thành gel. Gel thu được sẽ đem sấy ở 140oC trong 2 giờ. Cuối cùng, bột thô này sẽ được nung kết ở 500 oC một giờ trong điều kiện thông khí, sau đó nghiền và nung kết ở 650, 750, 850 và 950 o C trong 3 giờ.

Sản phẩm bột LaNiO3 được phân tích nhiễu xạ tia X với máy D8- Advanced Bruker X-ray diffractometer, sử dụng CuKα (λ = 0.1540 nm) làm nguồn bức xạ. Quét góc nhiễu xạ (2θ) từ 20o đến 80o với bước nhảy là 0,02o.

Diện tích bề mặt riêng của các mẫu được đo với phương pháp BET đánh giá kết quả hấp phụ nitơtại nhiệt độ 77 K. Hình thái và kích thước hạt của LaNiO3 được đánh giá thông qua hình ảnh SEM.

Phân tích nhiệt được thực hiện trên máy TGA-DSC (SETARAM Instrumentation) từ nhiệt độ phòng đến 1000 oC. Phép đo sử dụng môi trường là khí O2 và tốc độ gia nhiệt được cài đặt là 10K/phút. 2.3. Hoạt tính quang xúc tác phân hủy β-naphthol

Hoạt tính xúc tác quang được đánh giá thông qua phân huỷ 2-napthol trong nước (nồng độ ban đầu 10mg/L), sử dụng đèn UVP Pen-Ray Mercury có dãy bước sóng từ 254÷365 nm. Để giảm thiểu sai số, đầu tiên pha dung dịch gốc có nồng độ 1000 mg/L 2-napthol trong nước, pH ~ 5,5. Mỗi thí nghiệm phân tán 0,50 g xúc tác trong 500 mL dung dịch 10 mg/L β-naphthol. Hệ huyền phù này được khuấy liên tục và nhiệt độ duy trì ở 31 ± 2 oC.

Sau 1 giờ khuấy trong bóng tối để đạt cân bằng hấp phụ, hệ huyền phù được tiếp tục khuấy, đồng thời được chiếu sáng sử dụng đèn UV nêu trên. Cứ sau mỗi khoảng thời gian xác định trước, 3 ml mẫu được hút ra, lọc qua đầu lọc Millipore syringe với kích thước lỗ xốp 0,45 µm rồi phân tích nồng độ naphthol với máy quang phổ Thermo Scientific, Evolution 60S ở bước sóng hấp thu cực đại là 224 nm.

3. Kết quả và bàn luận 3.1. Đặc tính của vật liệu

Đường cong phân tích nhiệt của tiền chất rắn sau khi đốt cháy gel được thể hiện qua Hình 1. Thông qua đường DTA có một peak thu nhiệt nhỏ trong khoảng nhiệt độ gần 100 oC, cùng với sự giảm khoảng 13,22 % khối lượng là do sự bay hơi của nước còn lại trong mẫu rắn sau quá trình sấy. Tiếp đến là sự giảm khối lượng khoảng 24,03 % với peak toả nhiệt ở khoảng 320 oC là do sự phân huỷ của các nitrat trong phức ban đầu. Cuối cùng là hai peak toả

nhiệt ở 399 và 450 oC với khối lượng giảm tổng cộng là gần 26,5%, điều này lần lượt là do sự phân huỷ của muối cacbonat và tiếp đến là cacboxylate [13].

Hình 1. Đường cong phân tích nhiệt mẫu tro sau khi đốt cháy ở

100 oC, 2h

Hình 2. Phổ XRD của LaNiO3 được nung ở các nhiệt độ lần

lượt là 600, 650, 700, 750, 800°C trong 3h

Kết quả XRD cho thấy sự tương ứng với giản đồ phân tích nhiệt. LaNiO3 đã bắt đầu hình thành ở khoảng nhiệt độ 650°C. Khi tăng nhiệt độ từ 650 đến 800oC, pha LaNiO3 hình thành với các peak chính ở các vị trí 2θ = 33o, 40,5o, 48,5o, 59,5o, đồng thời cường độ các peak tăng dần khi tăng nhiệt độ. Kết quả này phù hợp với tài liệu tham khảo [11-13]. Tuy nhiên, trong tất cả các mẫu đều xuất hiện các tạp chất tại các vị trí 2θ = 37o, 44o và 46 o với cường độ thấp.

Vi cấu trúc của bột LaNiO3 nung ở 700 oC với các thời gian nung được mô tả ở Hình 3. Kết quả cho thấy các mẫu bột đều có dạng hình lập phương với kích thước hạt tương đối đồng đều. Tuy nhiên, khi tăng thời gian nung, kích thước hạt có xu hướng tăng, với mẫu nung trong 1 giờ, kích thước đạt khoảng 0,1 μm, khi thời gian nung từ 5 giờ hoặc 7 giờ kích thước hạt đạt khoảng 0,2 μm. Sự gia tăng kích thước hạt làm giảm diện tich bề mặt riêng của mẫu. Diện tích bề mặt riêng của LaNiO3

94 Vũ Bích Thủy, Ngô Mạnh Thắng, Lê Minh Viễn

tổng hợp ở 700 oC trong 5 giờ và 7 giờ lần lượt là 11,15 và 7,80 m2/g. Các kết quả này khá phù hợp với kết quả công bố bởi Li và cộng sự [11].

Hình 3. Vi cấu trúc của bột LaNiO3 nung ở 700 oC theo thời

gian (a)1, (b)3, (c)5 và (d)7 giờ

Hình 4. Hoạt tính quang của LaNiO3 (a) đã được nung

tại các nhiệt độ từ 600 -800oC trong 3h và (b) ở 700 oC trong thời gian 1-7h

Hình 4(a) thể hiện mức độ suy giảm nồng độ β-naphthol trong mẫu với vật liệu nung 3 giờ ở các nhiệt độ nung khác nhau. Hiệu suất hấp phụ lên bề mặt hầu hết các mẫu đạt ~ 10 ÷ 20 % sau 60 phút. Từ khi chiếu sáng với nguồn UV 365 nm, nồng độ β-naphthol giảm nhanh đáng kể trong khoảng 60 phút đầu, với hiệu suất phân hủy tăng từ 55,93 %; 62,66 % đến 69,31 % với các nhiệt độ nung

vật liệu hấp phụ 600 oC, 650 oC và 700 oC. Với vật liệu nung ở nhiệt độ cao hơn 700oC, hiệu suất phân hủy β-naphthol giảm đáng kể (50,68 % với mẫu nung ở 800 oC). Hiệu suất phân hủy β-naphthol của vật liệu nung ở 700 oC đạt cực đại là do cấu trúc perovskite của LaNiO3 đã được hình thành ở 700 oC. Khi nhiệt độ nung vật liệu tăng cao hơn, mức độ tinh thể hóa của vật liệu tăng, song kèm theo diện tích bề mặt riêng giảm, kích thước hạt lớn.

Hình 4(b) thể hiện ảnh hưởng của thời gian nung vật liệu với nhiệt độ 700 oC tới hiệu suất quang xúc tác phân hủy β-naphthol theo thời gian. Quá trình phân hủy β-naphthol của các mẫu giống như trường hợp ở Hình 4(a). Mẫu nung ở nhiệt độ 700 °C 5 giờ cho hiệu suất quang phân hủy β-naphthol đạt cao nhất 81,6% sau 5 giờ chiếu sáng, cao hơn so với mẫu nung ở 3 giờ (69,31%) và 7 giờ (64,01%). Tuy các số liệu này cần được kiểm chứng thêm – ví dụ với thiết bị HPLC – do độ hấp thu của mẫu đo ở bước sóng 224 nm có thể bị sản phẩm phân hủy gây nhiễu, song xu hướng ảnh hưởng của nhiệt độ và thời gian nung vật liệu LaNiO3 tổng hợp được thể hiện khá rõ.

4. Kết luận LaNiO3 đã được điều chế bằng phương pháp citrat

gel. Kết quả XRD, TGA-DTA, BET cho thấy rằng LaNiO3 đơn pha đã bắt đầu hình thành ở 650 °C sau 3 giờ nung kết. Các sản phẩm LaNiO3 điều chế được đều thể hiện hoạt tính xúc tác quang trong vùng UVA (~ 365 nm) phân huỷ trên 50 % β-naphthol trong nước (nồng độ đầu 10 mg/L) sau 2 giờ chiếu đèn. Trong đó, sản phẩm nung ở nhiệt độ 700 oC 5 giờ cho kết quả tốt nhất. Nghiên cứu tiếp theo hướng tới nâng cấp qui mô điều chế LaNiO3 cũng như thử nghiệm khảo sát hoạt tính xúc tác quang của sản phẩm thu được trong vùng ánh sáng khả kiến theo thành phần nền mẫu ban đầu gần với thành phần mẫu nước môi trường. Ngoài ra, cũng cần sử dụng phương pháp tách chất kết hợp đầu dò phù hợp – ví dụ sắc ký lỏng kết nối đầu dò UV, khối phổ – để xác định chính xác hơn hiệu suất giảm thiểu β-naphthol trong mẫu cũng như định danh sản phẩm của quá trình này.

Lời cảm ơn Nghiên cứu này được tài trợ bởi CARE-Rescif trong

khuôn khổ đề tài mã số Tc-KTHH-2016-07.

TÀI LIỆU KHAM THẢO [1] S. Zang, B. Lian, J. Wang, Y. Yang, “Biodegradation of 2-naphthol

and its metabolites by coupling Aspergillus niger with Bacillus subtilis”, J. Environ. Sci.22 (2010) 669–674.

[2] Lê Thị Thùy Trang, Trần Thị Tửu, Lê Thị Thúy, Hoàng Minh Nam, Ngô Mạnh Thắng, “Chuyển hóa 2-naphthol trong nước do chiếu xạ gamma, UVC và chiếu sáng mô phỏng mặt trời”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Số 52(4B) (2014) 316-323.

[3] Tien T.Q. Lang, Truc D. Nguyen, Nam D. Hoang, Thang M. Ngo, “Treatment of 2-naphthol in water by ozonation”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ 49(6C) (2011) 350-356.

[4] S. Qourzal, N. Barka, M. Tamimi, A. Assabbane, Y. Ait-Ichou, “Photodegradation of 2-naphthol in water by artificial light illumination using TiO2 photocatalyst: Identification of


intermediates and the reaction pathway”, Appl. Catalysis A: General 334 (2008) 386–393.

[5] B. Seyfi, M. Baghalha, H. Kazemian, “Modified LaCoO3 nano-perovskite catalysts for the environmental application of automotive CO oxidation”, Chem. Eng. J. 148 (2009) 306–311.

[6] S. Cizauskait, “Sol-gel synthesis of perovskite structure aluminates and cobaltates, Doctoral Dissertation, Vilnius University, (2009).

[7] Van-Phuong Do, Bich-Tram Truong-Le, Minh-Vien Le, “Photocatalytic activity of Sr-doped LaCoO3 under UV illumination”, The University of Da Nang, J. Sci.& Technol. 6(2015) 43-46.

[8] O.P. Taran, A.B. Ayusheev, O.L. Ogorodnikova, I.P. Prosvirin, L.A. Isupova, V.N. Parmon, “Perovskite-like catalysts LaBO3 (B = Cu, Fe, Mn, Co, Ni) for wet peroxide oxidation of phenol”, Appl. Catalysis B: Environmental 180 (2016) 86-93.

[9] D. Aman, T. Zaki, S. Mikhail, S.A. Selim, “Synthesis of a

perovskite LaNiO3 nanocatalyst at a low temperature using single reverse microemulsion”, Catalysis Today 164 (2011) 209–213.

[10] X. Zhao, D. Chen, X. Lou, Q. Cheng, Y. Lu,“Study on PhotocataIytic Property of Perovskite Composite Oxide LaNiO3”. J. Henan Nor. Univ. 33(2005) 69-72.

[11] Y. Li, S. Yao, W. Wen, L. Xue, Y. Yan, “Sol–gel combustion synthesis and visible-light-driven photocatalytic property of perovskite LaNiO3”, J. Alloys & Compd. 491 (2010) 560–564.

[12] P. Tang, H. Sun, F. Cao, J. Yang, S. Ni, H. Chen, “Visible-light Driven LaNiO3 Nanosized Photocatalysts Prepared by a Sol-gel Process”, Adv. Mater. Res. 279 (2011) 83-87.

[13] K. Rida, M.A. Peña, E. Sastre, A. Martínez-Arias, “Effect of calcination temperature on structural properties and catalytic activity in oxidation reactions of LaNiO3 perovskite prepared by Pechini method”, J. Rare Earths 30(3) (2012) 210-216.


96 Nguyễn Thị Huyền Trang, Dương Việt Dũng

NGHIÊN CỨU GIẢI PHÁP NÂNG CẤP TRỌNG TẢI Ụ NỔI RESEARCHING ON IMPROVING CAPACITY OF FLOATING DOCK

Nguyễn Thị Huyền Trang, Dương Việt Dũng Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Trong bài báo các phương án nâng cấp trọng tải ụ nổiđược nghiên cứu và đánh giá, các tác giả tập trung xem xét haiphương pháp nâng cấp trọng tải của ụ nổi là: phương pháp tăngchiều dài của ụ nổi và phương pháp tăng chiều cao của ụ nổi.Phương pháp tăng chiều dài của ụ nổi là phương pháp nối haipông tông vào hai đầu ụ. Kết quả nghiên cứu cho thấy phươngpháp này có đặc điểm là: đảm bảo tốt tính ổn định của hệ “ụ nổi– tàu”, nhưng làm giảm độ bền dọc của hệ; quy trình công nghệđơn giản, ít tốn kém. Phương pháp tăng chiều cao pông tông củaụ nổi thực hiện bằng cách nối thêm hai pông tông mới vào đáycủa ụ. Phương pháp này có đặc điểm là làm giảm đáng kể tínhổn định của hệ “ụ nổi – tàu” và làm giảm độ bền dọc của ụ nổi,quy trình công nghệ phức tạp hơn. Từ các kết quả nghiên cứu,phương pháp nối dài ụ nổi tỏ ra phù hợp và hiệu quả hơn với tìnhhình của nhà máy.

Abstract - The plans to improve capacity of floating dock are studied and evaluated. The authors focus on two approaches: the first one is to increase the length of floating dock and the other is to increase the height of floating dock. The first method is to use new concrete pontoons on both ends of the dock. Research result shows its advantages and disadvantages: ensuring good stability of the system "floating dock - ships" but reducing the reliability of the system; the technological process is simple and inexpensive. The second method is to concrete 2 new pontoons at the bottom of dock. This method has advantages and disadvantages: significantly reducing the stability of the system "floating dock -ship" and reducing the reliability of the system, but the technological process is much more complicated than the fist approach. The assessment and the result show that the first method is more effective with conditions of the enterprise.

Từ khóa - ụ nổi; nâng cấp; trọng tải; hạ thủy; pông tông Key words - floating dock, improvement, capacity, launch, ponton


Trong những năm gần đây, nhu cầu đóng những con tàu lớn của nước ta ngày càng gia tăng. Để phục vụ cho việc đóng, sửa chữa cũng như hạ thủy những con tàu lớn hơn, chúng ta cần phải nâng cấp cả về các trang thiết, máy móc, hạ tầng của nhà máy. Ụ nổi là một trong những công trình nổi an toàn phục vụ cho việc hạ thủy, sửa chữa tàu. Gần như mỗi nhà máy đóng tàu đều trang bị ít nhất một ụ nổi. Bài toán đặt ra khi khối lượng các con tàu ngày một lớn, tuy nhiên trọng tải của ụ nổi lại có giới hạn. Vì vậy, việc nâng cấp trọng tải của các ụ nổi có ý nghĩa kinh tế đối với tình hình nhiều nhà máy trong nước hiện nay.

Trong quá trình nâng cấp trọng tải của ụ nổi, các vấn đề cần được quan tâm đó là:

- Xác định được được phương án tối ưu nhất, đơn giản và kinh tế nhất.

- Phù hợp với đặc điểm, tình hình, tình trạng cơ sở vật chất của nhà máy, khu vực hoạt động của ụ nổi.

- Xác định được trọng tải lớn nhất của ụ nổi sau khi nâng cấp.

Trong giới hạn của bài báo, các tác giả nghiên cứu ụ nổi 8000T tại Công ty Cổ phần Công nghệ biển Sea tech, phạm vi hoạt động chủ yếu trên cảng biển, vùng hạn chế cấp III.

2. Giải quyết vấn đề 2.1. Các phương pháp nâng cấp trọng tải của ụ nổi

Trọng tải của ụ nổi tỷ lệ thuận với thể tích của pông tông ụ nổi. Từ đó, ta có thể có 3 phương pháp nâng cấp trọng tải ụ nổi [2]:

a) Phương pháp nối dài ụ nổi; b) Phương pháp tăng chiều rộng của ụ; c) Phương pháp tăng chiều cao của pông tông. Để tìm ra phương án nâng cấp trọng tải ụ nổi tối ưu đối

với ụ nổi 8000T trên, chúng ta có thể xem xét và so sánh từng phương án: 2.1.1. Phương pháp tăng chiều rộng của ụ nổi

Phương pháp tăng chiều rộng của ụ nổi có những đặc điểm sau đây: • Ưu điểm: thường sử dụng cho loại ụ có 1 pông tông đáy, có thể tăng diện tích sử dụng boong của ụ.

• Nhược điểm: là phương pháp phức tạp nhất, tốn nhiều thời gian và công sức nhất, ít áp dụng nhất trong các phương pháp nâng cấp trọng tải, đặc biệt đối với ụ nổi nhiều pông tông. Trong giới hạn của bài báo nghiên cứu ụ nổi 6 pông

tông 8000T, việc sử dụng phương pháp này gây nhiều khó khăn và phức tạp, vì vậy tác giả sẽ không xem xét phương pháp này. 2.1.2. Phương pháp nâng chiều cao của pông tông • Ưu điểm: phương pháp này áp dụng tốt khi kích thước

luồng lạch – khu vực hoạt động của ụ nổi hẹp. • Nhược điểm: quy trình công nghệ tương đối phức tạp.

Phương pháp này không áp dụng khi khu vực hoạt động của ụ nổi bị giới hạn về độ sâu. Phương án này cũng dẫn đến việc giảm tính ổn định của hệ “ụ - tàu” sau khi nâng cấp ụ.

Hình 1. Phương pháp nâng cấp ụ nổi bằng cách tăng chiều cao pông tông

Phương án này có thể thực hiện bằng việc nối thêm các pông tông dưới đáy của ụ mà không cần phải gia công tháo


lắp tôn đáy của pông tông ụ. Quy trình công nghệ có thể thực hiện bằng cách đưa ụ nổi lên trên 1 ụ khác, hoặc có thể tự nâng phần sửa chữa lên chính ụ đó. 2.1.3. Phương pháp tăng chiều dài của ụ nổi • Ưu điểm: là phương pháp có quy trình công nghệ đơn

giản nhất, ít tốn kém. Chiều dài của ụ nổi có thể tăng lên bằng cách nối hai đầu của ụ nổi với 2 hoặc nhiều pông tông. Phương pháp này có thể làm tăng diện tích làm việc của ụ.

• Nhược điểm: khó ứng dụng khi chiều rộng của luồng lạch hẹp, vì làm tăng đáng kể chiều dài của ụ, khiến ụ khó quay trở; làm giảm độ bền dọc của hệ thống “ụ - tàu” sau khi nâng cấp ụ. Phương pháp này có thể thực hiện khi đưa ụ nổi lên

bờ hay đưa lên một ụ nổi khác có trọng tải lớn hơn. Tuy nhiên, quy trình này có thể thực hiện một cách đơn giản nhất bằng cách trực tiếp tiến hành dưới nước dưới sự hỗ trợ của thùng lặn.

Phương pháp kéo dài ụ nổi có thể biểu diễn trên Hình 2:

Hình 2. Phương pháp kéo dài ụ nổi

Dựa vào các phân tích trên và điều kiện hoạt động của ụ tại cảng biển - không bị ảnh hưởng bởi kích thước, độ sâu của luồng lạch, phương án phù hợp nhất với ụ nổi 8000 T là phương án tăng chiều dài của ụ (phương án A) và phương án tăng chiều cao của ụ (phương án B). Trong khuôn khổ của bài báo, sẽ so sánh hai phương pháp trên với các tiêu chí đáp ứng được các tính năng hàng hải như tính nổi, tính ổn định và độ bền uốn dọc của ụ nổi sau khi nâng cấp. 2.2. Tính toán kích thước lớn nhất của tàu có thể đặt trên ụ nổi

Chiều chìm của tàu và chiều chìm của ụ luôn có mối liên hệ trực tiếp với nhau. Do chiều cao của phao thành không thay đổi trong các phương pháp nâng cao trọng tải ụ nổi được nghiên cứu, chiều chìm giới hạn của ụ không thay đổi, vì vậy giá trị chiều chìm tàu sẽ là một tham số cố định để ta tính toán kích thước lớn nhất của tàu trên ụ. Chiều chìm của ụ phải đáp ứng được quá trình hạ thủy tàu một cách thuận lợi. Với chiều chìm giới hạn của ụ là Tgh = 10m, chiều chìm lớn nhất của tàu Tt phải thỏa mãn phương trình [3]: Т = Т − h − τ − ∆τ(m)(1)

Т - chiều chìm lớn nhất cuả tàu; - chiều cao của ky đỡ tàu. Nhận: = 1,2 ; τΔ - Khoảng cách nhỏ nhất cho phép giữa đáy tàu

và ky đỡ tàu, nhận giá trị khoảng 200 – 300 mm. Từ các giá trị trên, có thể nhận giá trị lớn nhất của chiều

chìm của tàu tương ứng với: Т = 4,9 .

Từ giới hạn bởi chiều chìm của ụ nổi, từ các tỷ lệ kích

thước, hệ số béo tương ứng của từng loại tàu, ta có thể tìm ra kích thước lớn nhất của tàu khi bố trí số lượng một tàu lên ụ là:

- Chiều chìm: Tt = 4,9 m; - Chiều dài: Lt = 171,5 m; - Chiều rộng: Вt = 17,15 m; - Lượng chiếm nước: Dt = 11100 T; - Hệ số đầy của tàu: = 0,76.

2.3. Đánh giá các tính năng hàng hải và độ bền uốn dọc của ụ nổi sau khi nâng cấp tải trọng theo phương án tăng chiều dài pông tông ụ nổi

Phương án tăng chiều dài ụ nổi được thực hiện đơn giản nhất bằng cách nối thêm 2 pông tông ở hai đầu ụ nổi. 2.3.1. Tính toán kích thước của pông tông mới để thỏa mãn tính nổi của hệ “ụ - tàu” sau khi nâng cấp

Để đảm bảo tính an toàn của hệ “ụ - tàu”, chiều chìm của hệ sau khi nối dài ụ không lớn hơn chiều chìm của hệ trước khi nâng cấp T : ≤ T .

Ta có phương trình [3]: ′ = + +( + ). ≤ 2T′ (2) l – tổng chiều dài của pông tông mới; , , – lần lượt là lượng chiếm nước của ụ

không, lượng chiếm nước lớn nhất của tàu (bằng trọng tải của ụ), và lượng chiếm nước của pông tông mới;

L, B – lần lượt là chiều dài và chiều rộng của ụ nổi cho trước.

Giải bất phương trình bậc 2 với biến số l ta thu được giá trị lớn nhất của pông tông nối thêm là: = 31

Với tổng chiều dài pông tông là 31m, ta có thể bố trí hai pông tông nối thêm vào hai đầu ụ nổi với chiều dài mỗi pông tông là 15,5m.

2.3.2. Tính toán tải trọng tác dụng lên hệ “ụ - tàu” sau khi sử dụng phương pháp tăng chiều dài ụ nổi [7]

Bố trí tàu trên ụ nổi luôn phải tuân theo quy tắc đối xứng: đối xứng theo mặt phẳng dọc tâm và đối xứng theo hai đầu của ụ nổi. Sau khi bố trí tàu vào ụ nổi, phân bố tải trọng ở mỗi pông tông của ụ, nếu như hai đầu của tàu chiếm quá nửa diện tích của pông tông ụ, ta coi pông tông đó chịu tải. Nếu diện tích của hai đầu của tàu chiếm diện tích nhỏ hơn nửa diện tích pông tông, ta coi pông tông đó không chịu tải. Từ phân tích trên, ta có thể xây dựng được biểu đồ phân bố tải trọng của tàu trên các pông tông của ụ như sau:

Hình 3. Phân bố tải trọng của tàu trên các pông tông

của ụ sau khi nâng cấp


Bảng 1. Phân bố tải trọng của tàu trên các pông tông

Tải trọng, T Tổng

0 1410 1850 2240 2240 1850 1410 0 11100

Từ biểu đồ trên, ta thấy tải trọng của tàu trên các pông tông tập trung chủ yếu ở hai ụ chính giữa của tàu. Vì vậy trong thực tế, ta thường thấy ụ nổi có xu hướng bị trũng ở chính giữa. 2.3.3. Tính toán mô men thực tế tác dụng lên hệ “ụ- tàu” khi sử dụng phương án tăng chiều dài ụ

Các công trình nổi có kích thước lớn nói chung khi vận hành trên mặt nước sẽ chịu uốn chung do có sự phân bố tải trọng tác dụng lên từng mặt cắt ngang của kết cấu, nguyên nhân là do sự phân bố khối lượng và lực nổi không đều theo chiều dài của nó. Các moment tác dụng lên ụ trong quá trình vận hành có thể kể đến:

Moment M1 dọc theo chiều dài của ụ gây ra bởi bản thân khối lượng của ụ, và sự phân bổ theo chiều dài ụ nổi các máy móc, trang thiết bị, cẩu hàng hóa và các trọng tải tập trung khác 1 : ≈ 20%( + )(3)

Moment gây ra do trọng lực của tàu đặt lên ụ, ở đây, trọng lượng của tàu ta nhận bằng giá trị tính toán lớn nhất. Trong phần lớn các trường hợp, khi đặt tàu lên ụ, mô men uốn của hệ “ụ - tàu” luôn đạt giá trị lớn nhất tại mặt phẳng sườn giữa 1 : = − . ( + )8 1 − 3 − 12 . + ( . )(4)

Nhận hệ số: = 1. Moment do tác dụng không đồng nhất của ballast

trong quá trình nổi và chìm của ụ: ngay khi bắt đầu quá trình nhấn chìm ụ nổi, sẽ xuất hiện sự chênh lệch mực nước ở trong các két dằn, do khoảng cách giữa các két đến các bơm khác nhau, điều này sẽ xảy ra sự nghiêng ngang, nghiêng dọc và gây ra uốn dọc ở hệ “ụ - tàu”

Công thức gần đúng theo 1 : = 0,01 . (5)

Hình 4. Ảnh hưởng của chiều dài pông tông nối thêm đối

với moment tác dụng lên hệ “ụ-tàu” trong nước lặng Moment thực tế tác dụng lên mặt phẳng sườn giữa của

hệ “ụ - tàu” trong nước lặng: = + +

= 1,2 − . ( + )8 1 − 3 − 12 . ++ 0,01 . ( + ) ( . )(6) 2.3.4. Xác định moment giới hạn, tác dụng lên ụ nổi trong nước lặng khi sử dụng phương pháp tăng chiều dài ụ nổi

Moment uốn giới hạn ( . ) tác dụng lên ụ nổi tính theo công thức sau 1 : = . . 10 .(7)

Với: σ – ứng suất pháp của hệ “ụ - tàu”, N/mm2W = W +W W ,W ,W – lần lượt là moment chống uốn tại mặt phẳng sườn giữa của hệ “ụ - tàu”, của ụ không và của tàu đang khảo sát trên ụ (cm3);

Moment uốn giới hạn của hệ “ụ - tàu” nhận giá trị = 25,5. 10 . . So sánh với biểu đồ trên Hình 5 và giá trị moment giới hạn, ta nhận thấy tổng chiều dài pông tông nối thêm đáp ứng được yêu cầu về độ bền dọc của hệ “ụ - tàu” đang khảo sát.

2.3.5. Đánh giá tính ổn định của ụ sau khi nâng cấp trọng tải khi sử dụng phương pháp tăng chiều dài ụ nổi

Tính ổn định được đánh giá là đạt tiêu chuẩn nếu như góc nghiêng ngang dưới tác dụng của ngoại lực không vượt quá góc nghiêng ổn định lớn nhất. Trong thực tế, góc nghiêng ổn định lớn nhất của ụ nổi trong suốt quá trình hoạt động không lớn hơn góc vào nước hoặc 2,5 - 3,50 (chọn góc nhỏ hơn). Góc nghiêng lớn của ụ nổi có thể dẫn đến nghiêng tàu nằm trên ụ và gây ra tai nạn đối với hệ “ụ - tàu”. Vì lý do trên mà khi đánh giá tính ổn định của ụ nổi, chúng ta chỉ đánh giá tính ổn định ban đầu (góc nghiêng nhỏ).

Các lực tác dụng lên ụ nổi gây nghiêng ngang có thể kể đến:

- Lực kéo của dây chằng buộc ụ nổi, lực căng của xích neo.

- Lực nảy sinh trong quá trình đặt tàu vào ụ, khi mà mặc phẳng dọc tâm của ụ nổi và tàu chưa trùng khớp.

- Khi đặt tàu không đúng vị trí làm gây nghiêng tàu. - Do áp lực của gió. Các tác động của 3 nhóm lực đầu có thể được bỏ qua

nếu coi quá trình thi công và lắp đặt tàu trên ụ nổi là đạt tiêu chuẩn, vì vậy, trong giới hạn của đề tài chúng ta chỉ kể đến ảnh hưởng của áp lực gió gây nghiêng ngang tàu.

Góc nghiêng cho phép của hệ “tàu - ụ” sau khi nâng cấp trọng tải của ụ nổi là một giá trị có ý nghĩa lớn để đánh giá tính ổn định ban đầu của ụ nổi. Góc nghiêng cho phép của hệ “tàu - ụ” sau khi nâng cấp phụ thuộc chiều cao tâm nghiêng ngang ban đầu ℎ của hệ và được tính theo công thức sau 4 : = 1,15. 10 . . Ʃ .. ℎ , ( )(8)

Với Ʃ – diện tích mặt hứng gió của hệ “ụ - tàu”; - áp lực gió;


ℎ - chiều cao tâm nghiêng ngang của hệ “ụ -tàu”.

Hình 5. Sự biến thiên góc nghiêng cho phép của hệ “ụ - tàu”

khi chiều dài pông tông thay đổi. Theo quy chuẩn, góc nghiêng lớn nhất của ụ nổi trong

quá trình vận hành là = 2,5 , vì vậy, ta có thể nhận thấy từ đồ thị, với các chiều dài pông tông dưới 40m, ổn định ban đầu của ụ nổi luôn thỏa mãn.

2.4. Đánh giá các tính năng hàng hải và độ bền uốn dọc của ụ sau khi nâng cấp tải trọng theo phương án tăng chiều cao pông tông ụ nổi

Phương án tăng chiều cao ụ nổi có thể thực hiện bằng nhiều cách khác nhau. Để đơn giản hóa quá trình thực hiện, cũng như giảm bớt ảnh hưởng về độ bền dọc của hệ “ụ - tàu”, ta nối thêm hai hoặc nhiều pông tông mới ở dưới pông tông của ụ nổi, đối xứng nhau. (Số lượng pông tông ta sẽ tính toán phụ thuộc vào tổng chiều dài của pông tông mới). Chiều dài pông tông nổi thêm có thể khác hoặc bằng chiều dài pông tông của ụ. Về vị trí lắp pông tông mới vào ụ cũng cần có sự xem xét kỹ lưỡng. Trong bài báo này, các tác giả tìm hiểu phương án đặt pông tông chính giữa ụ, nhằm giảm biến dạng uốn của ụ như đã trình bày ở phần 3.2. 2.4.1. Xác định chiều dài lớn nhất của pông tông có thể nối thêm vào ụ nổi.

Như đã nói ở phương pháp trước, chiều chìm lớn nhất của hệ “ụ - tàu” sau khi tăng chiều cao pông tông không thể nhỏ hơn chiều chìm của hệ ban đầu : [3] ′ = P +М + P − ρ.В . D . l

ρ.В. L≤ ′ + (9) Chọn chiều cao của pông tông mới: D = 1,9m chiều rộng của pông tông mới:

В = B = 36,85m Giải bất phương trình trên, ta tìm ra được chiều dài của

pông tông mới phải đáp ứng điều kiện: l ≤ 51m Với chiều dài như trên, ta ưu tiên cho phương án nối 2

pông tông mới ở hai pông tông đáy chính giữa của ụ nổi, nhằm hạn chế moment uốn dọc của hệ, mỗi pông tông có chiều dài 25,5m. Số lượng càng ít pông tông mới sẽ hạn chế được những khó khăn trong quy trình công nghệ.

2.4.2. Tính toán mô men thực tế tác dụng lên hệ “ụ - tàu” khi sử dụng phương án tăng chiều cao ụ nổi

Moment thực tế tác dụng lên hệ ụ tàu được tính toán theo công thức sau [1]: = + + = 2,25. .8 1 − 3 − 12 .

+ ( . − ).4 + 0,01 . ( . )(10)

Hình 6. Ảnh hưởng của chiều dài pông tông nối thêm đối với moment tác dụng lên hệ “ụ-tàu” trong nước lặng

2.4.3. Xác định moment giới hạn tác dụng lên ụ nổi trong nước lặng khi sử dụng phương pháp tăng chiều cao của ụ

Moment uốn giới hạn ( . ) tác dụng lên ụ nổi tính theo công thức sau 1 : = . . 10 .(11)

Với: σ – ứng suất pháp của hệ “ụ - tàu”, N/mm2W = W +W +W W ,W ,W ,W –lần lượt là moment chống uốn tại mặt phẳng sườn giữa của hệ “ụ - tàu”, của ụ không và của tàu đang khảo sát trên ụ (cm3);

Moment uốn giới hạn của hệ “ụ - tàu” nhận giá trị = 28,2. 10 . . So sánh với biểu đồ trên Hình 7 và giá trị moment giới hạn, ta nhận thấy tổng chiều dài pông tông l = 51 m đáp ứng được yêu cầu về độ bền dọc của hệ “ụ - tàu” đang khảo sát. 2.4.4. Đánh giá tính ổn định của ụ sau khi nâng cấp trọng tải

Chiều cao tâm nghiêng ban đầu của hệ “ụ - tàu” sau khi tăng chiều cao ụ sẽ giảm đáng kể, vì vậy góc nghiêng cho phép của hệ cũng sẽ tăng lên. Góc nghiêng được tính toán theo công thức (8)

Hình 7. Sự biến thiên góc nghiêng cho phép của hệ “ụ- tàu”

khi chiều dài pông tông thay đổi Từ đồ thị trên, ta có thể thấy, với chiều dài l ≤ 51m,

điều kiện ổn định của hệ “ụ – tàu” được thỏa mãn.

0

0.5

1

1.5

2

2.5

0 10 20 30 40 50Góc

ngh

iêng

cho

phé

p củ

a hệ

"ụ

-tàu

", g

rad

Chiều dài của pông tông nối thêm, m

0.0020000.0040000.0060000.0080000.00

100000.00120000.00

0 20 40 60 80Mom

ent uốn

dọc

của

hệ

chiều dài pông tông mới , m

1.8

1.9

1.9

2.0

2.0

0 20 40 60 80

Góc

ngh

iêng

cho

phé

p củ

a hệ

"ụ

-tàu

", g

rad

Chiều dài pông tông mới, m


3. Kết quả và bàn luận Trong khuôn khổ của bài báo, chúng ta đã so sánh hai

phương pháp nâng cấp trọng tải đơn giản và khả thi nhất đối với điều kiện của nhà máy.

Từ các so sánh giữa các phương pháp, ta có thể rút ra một số đặc điểm về thông số kỹ thuật của ụ sau quá trình nâng cấp ụ nổi bằng hai phương pháp nối dài ụ và phương pháp tăng chiều cao pông tông của ụ:

Bảng 2. So sánh các thông số kỹ thuật của ụ khi sử dụng hai phương pháp nâng cấp trọng tải

Các thông số Thông số ban đầu

Phương án nối dài

Phương án tăng chiều cao

Chiều dài, m 158 189 158

Chiều rộng, m 36,85 36,85 36,85

Chiều cao, m 13,35 13,35 15,25

Chiều chìm ụ không, m

1,42 1,22 2,79

Chiều chìm đầy tải, m

2,76 2,76 4,66

Trọng tải, T 8000 11100 11100

Lượng chiếm nước ụ không, T

8383 8700 8805

Số lượng pông tông

6 8 8

Phương pháp tăng chiều dài của ụ nổi phù hợp với khu vực hoạt động của ụ nổi ít bị giới hạn chiều rộng luồng lạch. Diện tích của boong nóc tăng lên, giúp bố trí dễ dàng các trang thiết bị phục vụ sản xuất và sinh hoạt. Quy trình công nghệ được tiến hành đơn giản. Trọng tải của ụ nổi sau khi nâng cấp tăng lên 39%, chiều dài ụ nổi tăng lên 18%.

Phương pháp tăng chiều cao của ụ nổi phù hợp với khu vực hoạt động của ụ ít bị giới hạn bởi độ sâu mớn nước. Quy trình công nghệ có phức tạp hơn so với phương án nối dài pông tông. Trọng tải của ụ nổi sau khi nâng cấp có thể tăng lên 39%, chiều chìm ụ không tăng lên 96%.

So sánh về độ bền uốn của hệ “ụ - tàu”, độ dốc của đồ thị moment uốn của hệ “ụ - tàu” tại mặt phẳng sườn giữa ở phương án A (Hình 5) lớn hơn nhiều so với ở phương án B (Hình 7). Vì vậy, có thể khẳng định độ bền uốn dọc của hệ

“ụ - tàu” ở phương án A giảm hơn so với phương án B. Về tính ổn định của hệ “ụ - tàu”, ta thấy góc nghiêng

của hệ “ụ tàu” ở phương án A tăng tỷ lệ thuận với chiều dài pông tông nối thêm, góc nghiêng ban đầu rất nhỏ. Ở phương án B, góc nghiêng này lớn hơn ngay khi chiều dài pông tông khác 0 và không có xu hướng tăng dù chiều dài của pông tông mới tăng lên. Điều này chứng tỏ với chiều dài pông tông nhỏ, phương án A đảm bảo tính ổn định hơn, khi chiều dài pông tông lớn hơn 45m thì phương án B lại có tính ổn định tốt hơn.

Với đặc điểm hoạt động của ụ nổi trong nhà máy, ụ nổi không thường xuyên hạ thủy, sửa chữa những con tàu có trọng tải vượt quá trọng tải ban đầu cho trước, vì vậy chúng ta nên ưu tiên cho phương án sử dụng mối nối có thể tháo lắp pông tông dễ dàng, không ảnh hưởng đến kết cấu và tính năng cũ của ụ như phương pháp sử dụng bu lông - đai ốc. Mối nối sử dụng bu lông - đai ốc có đặc điểm: tháo lắp dễ dàng không cần phá hủy mối nối, không ảnh hưởng tới ụ nổi và pông tông, dễ thay thế khi mối nối bị hỏng hóc, độ bền cao. Tuy nhiên, phải bổ xung thêm phương án chống thấm nước cho mối nối. Mối nối tương đối cồng kềnh do đầu bu lông và đai ốc, vì vậy cần bố trí vị trí hợp lý [6].

4. Kết luận Từ phân tích trên cho thấy hai phương pháp không có

nhiều chênh lệch về mặt kết quả khi so sánh về độ bền dọc và các tính năng hàng hải. Tuy nhiên, phương án tăng chiều dài ụ nổi có nhiều ưu điểm về quá trình thi công và có tính kinh tế cao hơn so với phương án tăng chiều cao ụ nổi. Vì thế, nếu phạm vi hoạt động của ụ nổi không gây trở ngại, thì phương án tăng chiều dài ụ nổi nên được ưu tiên.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] M. A. Loviagina, B.M. Korxakov, Ụ nổi kim loại, Nhà xuất bản

Leningrad – 1964. [2] A.A. Gundobin, G.N. Phinkel, Các phương án cải biến và hoán đổi

của tàu thủy, Nhà xuất bản Leningrad – 1997. [3] N.P. Muru, Các bài toán ứng dụng Tĩnh học Tàu thủy, Nhà xuất bản

Leningrad – 1970. [4] Cục Đăng kiểm Việt Nam, Quy phạm phân cấp và đóng tàu biển vỏ

thép, TCVN 6259-10:2003. [5] Cục Đăng kiểm Việt Nam, Quy chuẩn kỹ thuật quốc gia về phân cấp

và đóng ụ nổi, QCVN 55:2013. [6] P.G. Guzenkov, Chi tiết máy, Nhà xuất bản “Trường Trung học”,

Moscow – 1986. [7] G.N. Phinkel, Tính toán moment uốn tác dụng lên hệ “ụ nổi – tàu”

và quá trình dằn tàu, Nhà xuất bản Leningrad – 1988.



SỬ DỤNG PHƯƠNG PHÁP BÓC TÁCH CƠ HỌC TRONG SẢN XUẤT VẬT LIỆU GRAPHENE ĐA LỚP (FLG)

FABRICATION OF FEW LAYER GRAPHENE – FLG USING MECHANICAL EXFOLIATION METHOD

Trương Hữu Trì Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Vật liệu graphene đã được cộng đồng các nhà khoa họcquan tâm đặc biệt từ hơn một thập kỷ qua nhờ vào các tính chấtưu việt của loại vật liệu này. Tuy nhiên vật liệu graphene rất khósản xuất và thao tác, do đó các nhà khoa học đã nghiên cứu sảnxuất và sử dụng graphene đa lớp (Few Layer Graphene - FLG)thay cho graphene đơn lớp. Có nhiều phương pháp khác nhau đểtạo vật liệu FLG, ở nghiên cứu này tác giả đã sử dụng phươngpháp bóc tách cơ học để chế tạo FLG từ vật liệu ban đầu là ruộtbút chì. Sản phẩm FLG đã được đánh giá các đặc trưng bằng mộtsố phương pháp phân tích hóa lý hiện đại như đo quang phổRaman và phân tích quang phổ điện tử tia X (XPS), quét bằng kínhhiển vi điện tử truyền qua (TEM), phân tích nhiệt trọng trường(TGA). Kết quả phân tích sẽ giúp hiểu rõ về cấu trúc mạng tinh thểvà bản chất các liên kết trong sản phẩm thu được.

Abstract - Graphene material has been attracted by scientific community for more than last decade thanks to their novel properties. However, it is difficult to produce and to handle this material, so that the researchers have studied the production and use few layer graphene instead of monolayer-graphene. There are different methods to produce few layer graphene, in this present work, few layer graphene were produced from pencil lead by mechemical exfoliation method. The final few layer graphene were characterised by several techniques including Raman spectrum and X-ray photoelectron spectroscopy (XPS), transmission electron microscopy (TEM), thermogravimetric analysis (TGA) in order to get more insight about the lattice structure of few layer graphene and all type of bond in as-product.

Từ khóa - FLG; phương pháp bóc tách cơ học; TGA; TEM; quangphổ Raman; XPS.

Key words - FLG; mechanical exfoliation method; TGA; TEM; Raman spectrum; XPS.

1. Giới thiệu chung

Graphene là vật liệu carbon nano có cấu trúc hai chiều (2D) với độ dày bằng một lớp nguyên tử carbon, vật liệu này được hình thành từ những nguyên tử carbon kết hợp với nhau thông qua liên kết sp2 để tạo nên cấu trúc mạng tinh thể hình tổ ong. Graphene được chế tạo thành công và công bố đầu tiên bởi nhóm nghiên cứu của Andre Geim tại Trường Đại học Manchester - Vương Quốc Anh vào năm 2004 [1]. Tính từ thời điểm được công bố, vật liệu graphene đã thu hút được sự quan tâm đặc biệt của cộng đồng các nhà khoa học, bằng chứng rõ ràng là chỉ sau hơn 5 năm kể từ ngày vật liệu này được công bố thì hai nhà vật lý Andre Geim và Kostya Novoselov đã vinh dự được nhận giải thưởng Nobel Vật lý vào năm 2010. Khi xem xét về các đặc tính, vật liệu graphene có nhiều tính chất ưu việt như độ dẫn điện, độ dẫn nhiệt tốt, có độ bền cơ học cao và là vật liệu trong suốt [1 - 3]. Vì vậy, vật liệu này được ứng dụng trong nhiều lĩnh vực khác nhau. Tuy nhiên lĩnh vực ứng dụng còn phụ thuộc vào chất lượng của graphene thu được. Thông thường graphene có chất lượng cao và ít lớp sẽ được sử dụng để chế tạo các linh kiên điện tử với kích thước nanomet [4], chế tạo vật liệu siêu dẫn [5], sử dụng làm vật liệu lưu trữ hydro. Với graphene có chất lượng thấp hơn, số lớp nhiều (đa lớp) sẽ được sử dụng làm chất mang cho xúc tác trong các phản ứng hóa học [6] hay được sử dụng như những hợp phần trong vật liệu composite nhằm gia tăng một số tính chất cơ lý [7].

Cho đến nay đã có rất nhiều phương pháp khác nhau nhằm chế tạo hay tổng hợp vật liệu graphene. Phương pháp đầu tiên được đưa ra bởi nhóm nghiên cứu của Andre Geim [1]. Ở nghiên cứu này, nhóm tác giả đã sử dụng phương pháp cắt vi cơ (micromechanical cleavage) để tạo ra tấm graphene từ bột graphite bằng cách sử dụng băng dính

(scotch tape). Cụ thể, nhóm tác giả đã thực hiện dán những mảnh vụn graphite lên trên bề mặt băng dính, gấp miếng băng dính lại rồi bóc tách ra, khi đó các mảnh graphite sẽ được chẻ thành hai phần. Thao tác trên được lặp lại nhiều lần cho đến khi thu được lớp graphite mỏng, sau đó dán băng dính có chứa graphite mỏng lên đế (substrate), khi đó những tấm có bề dày khoảng 1 nguyên tử carbon sẽ bám trên bề mặt đế, đó chính là tấm graphene. Phương pháp cắt vi cơ khá đơn giản và rẻ tiền, tuy nhiên phương pháp này sử dụng băng dính nên trên bề mặt graphene tạo thành có thể bị lẫn tạp chất, hơn nữa phương pháp này tạo ra bề mặt không phẳng. Ngoài ra phương pháp này đòi hỏi quá trình tiến hành tỉ mỉ và không phù hợp để triển khai ở quy mô lớn. Cùng với mục đích tạo ra graphene từ vật liệu graphite, nhưng một số nhóm nghiên cứu khác lại sử dụng phương pháp bóc tách hóa học (chemical exfoliation) [8, 9]. Ở phương pháp này, quá trình sẽ được tiến hành theo hai giai đoạn. Giai đoạn đoạn đầu tiên là quá trình oxy hóa graphite bằng tác nhân oxy hóa H2SO4 và KMnO4 theo phương pháp Hummer [10] nhằm tạo ra graphene oxide (GO), sản phẩm này sẽ được tách lớp bằng kỹ thuật đánh siêu âm. Ở giai đoạn tiếp theo, GO đã được đánh siêu âm sẽ được khử bằng hydro nhằm tách loại oxy để chuyển GO thành graphene và được gọi là graphene oxide khử (rGO). Phương pháp này khá đơn giản để sản xuất graphene, có khả năng sản xuất với khối lượng lớn. Tuy nhiên, chất lượng của graphene tạo ra không cao do quá trình oxy hóa lên bề mặt graphene sẽ tạo ra những sai hỏng trong cấu trúc mạng tinh thể (structural defects) và trên bề mặt vẫn luôn tồn tại một lượng nhất định các nhóm chức của oxy sau quá trình khử [8, 9]. Nhằm hạn chế những nhược điểm của phương pháp bóc tách hóa học vừa nêu, nhóm nghiên cứu của Blade [4] đã chỉ ra rằng có thể thu nhận được các tấm graphene không

102 Trương Hữu Trì

chứa oxy và không có sai hỏng trong cấu trúc mạng tinh thể bằng cách sử dụng sóng siêu âm tác động lên graphite được phân tán trong dung môi như N-methyl-pyrrolidone. Tuy nhiên chất lượng của graphene thu được ở nghiên cứu này thường không cao [11]. Khác với các phương pháp bóc tách sử dụng graphite làm nguyên liệu như vừa nêu, một số kết quả công bố còn cho thấy có thể thu nhận tấm graphene từ nhiều nguồn carbon khác nhau. Nhóm nghiên cứu của Berger và các cộng sự [12] đã tạo ra graphene từ silicon carbide (SiC). Ở nghiên cứu này, nhóm tác giả đã thực hiện quá trình phân hủy nhiệt tấm SiC ở nhiệt độ cao trong môi trường chân không hoặc trong môi trường khí argon, khi nhiệt đủ lớn, do silic kém bền hơn carbon nên chúng sẽ thăng hoa trước, khi đó các nguyên tử carbon trên bề mặt vật liệu sẽ phân bố lại và liên kết với nhau trong quá trình graphite hóa để tạo thành lớp carbon mới. Khi khống chế tốt sự thăng hoa của silic thì quá trình graphite hóa sẽ tạo thành một lớp carbon, đó chính là tấm graphene. Nhược điểm lớn của phương pháp này là vật liệu ban đầu rất đắt và graphene tạo thành gắn chặt trên đế SiC, do đó rất khó chuyển graphene sang đế khác. Cũng nhằm mục đích tổng hợp graphene nhưng nhiều nhóm nghiên cứu khác đã sử dụng phương pháp lắng đọng hóa học trong pha hơi (Chenical Vapor Deposition: CVD) quen thuộc trong tổng hợp vật liệu carbon nano để tạo ra graphene trên nền các đế kim loại như đồng, nicken và một số kim loại chuyển tiếp khác. Bhaviripudi và các cộng sự [13] đã tiến hành phân hủy methane ở nhiệt độ cao nhằm tạo ra các nguyên tử carbon, các nguyên tử carbon này có thể thâm nhập vào sâu bên trong đế kim loại, sau đó khi làm lạnh với một tốc độ phù hợp thì các nguyên tử carbon sẽ khuếch tán trở lại bề mặt và liên kết với nhau để hình thành nên lớp graphene. Phương pháp CVD có ưu điểm lớn là tạo ra lớp graphene ít bị sai hỏng trong cấu trúc. Tuy nhiên nhược điểm chính của phương pháp là rất khó khống chế số lớp graphene tạo thành. Qua phân tích các phương pháp tổng hợp cho thấy mỗi một phương pháp đều có những ưu và nhược điểm riêng, do đó tùy thuộc vào mục đích sử dụng mà người ta sẽ lựa chọn phương pháp nhằm sản xuất graphene phù hợp với ứng dụng đã được xác định trước.

Trong thực tế, vật liệu graphene rất khó sản xuất và thao tác, do đó giá thành thường rất cao. Để khắc phục điều này thì các nhà khoa học đã nghiên cứu sản xuất và sử dụng graphene đa lớp (few layer graphene - FLG), các kết quả công bố cho thấy khi số lớp graphene trong vật liệu được khống chế trong một giới hạn nhất định thì các tính chất ưu việt của graphene vẫn được đảm bảo [2]. Việc sử dụng FLG thay cho graphene đơn lớp sẽ giúp cho quá trình chế tạo và thao tác chúng được dễ dàng hơn, do đó giá thành sẽ thấp hơn. Ở nghiên cứu này, tác giả đã sử dụng phương pháp bóc tách cơ học để chế tạo FLG từ vật liệu ban đầu là ruột bút chì, vật liệu này được tạo thành từ graphite với chất kết dính (kaolin). Sản phẩm FLG sẽ được đánh giá các đặc trưng bằng một số phương pháp phân tích hóa lý hiện đại như đo quang phổ Raman và phân tích quang phổ điện tử tia X (XPS), phân tích ảnh chụp bằng kính hiển vi điện tử truyền qua (TEM), phân tích nhiệt trọng trường (TGA). Kết quả đo sẽ giúp chúng ta hiểu rõ về cấu trúc mạng lưới tinh thể và bản chất các liên kết trong sản phẩm thu được.

2. Thực nghiệm 2.1. Nguyên vật liệu ban đầu

Vật liệu ban đầu được lựa chọn trong nghiên cứu này là ruột bút chì, đây là vật liệu được tạo thành từ graphite và kaolin, trong đó kaolin có nhiệm vụ gắn kết graphite lại với nhau. Độ cứng của ruột bút chì phụ thuộc vào hàm lượng kaolin sử dụng, khi hàm lượng chất kết dính càng cao thì độ cứng của ruột bút chì càng lớn và ngược lại. Ở nghiên cứu này tác giả lựa chọn ruột bút chì loại 9B có hàm lượng chất kết dính thấp nhất (khoảng 16,7% khối lượng theo kết quả phân tích TGA được trình bày trong phần sau). Tấm thủy tinh borosilicate (đây là loại thủy tinh đặc biệt được tạo thành từ silica và boron trioxide) có bề mặt nhám được cung cấp bởi công ty Verlabo-2000 [14]. Ngoài ra ở nghiên cứu này còn sử dụng ethanol làm dung môi và NaOH (Fluka) và HCl (Fluka) trong quá trình tách loại kaolin ra khỏi sản phẩm. Các hóa chất này được cung cấp bởi Sigma-aldrich. 2.2. Quá trình bóc tách chuyển vật liệu ban đầu thành FLG

Như chúng ta đã biết, graphite là vật liệu bao gồm rất nhiều tấm graphene gắn kết và xếp chồng lên nhau, do đó khi muốn thu nhận FLG thì cần phải bóc tách để phân chia graphite ban đầu thành graphite với số tấm graphene ít hơn. Quá trình này được lặp lại nhiều lần để thu được graphite với số tấm graphene đủ nhỏ, đó chính là FLG. Trong nghiên cứu này, trước hết tác giả sử dụng phương pháp được đề xuất bởi C. Pham-Huu và các cộng sự [15] với việc sử dụng lực cơ học để cắt chia graphite nhằm giảm số lớp graphene có trong graphite. Để thực hiện được điều đó, tác giả đã sử dụng graphite được gắn chặt với nhau nhờ vào chất kết dính là kaolin và được định hình ở dạng ruột bút chì loại 9B. Ruột bút chì được mài thủ công lên tấm thủy tinh có bề mặt nhám, sử dụng ethanol để rửa bề mặt nhằm tránh các lớp graphite bị tách ra bám dính trên bề mặt làm giảm khả năng chia tách. Sau quá trình chia tách sẽ tiến hành tách loại dung môi (ethanol) để thu hồi phần graphite đã được cắt giảm số lớp. Quá trình loại bỏ chất kết dính trong sản phẩm thu được được sẽ hiện theo hai giai đoạn. Giai đoạn thứ nhất là quá trình xử lý bằng acid HCl (5M), nhằm mục đích tách loại Al2O3, còn giai đoạn thứ hai là quá trình xử lý bằng NaOH (20% khối lượng) nhằm mục đích tách loại SiO2. Phần thu được sau quá trình tách loại chất kết dính sẽ được đưa vào dung môi là ethanol để thực hiện quá trình bóc tách bằng sóng siêu âm. Quá trình sử dụng kỹ thuật đánh siêu âm để tách lớp graphene sẽ được tiến hành như sau: Cân một lượng mẫu xác định cho vào cốc có chứa dung môi ethanol, sau đó sử dụng máy đánh siêu âm (Bandelin, model sonopuls hd 2200) để đánh hỗn hợp trong thời gian 15 phút. Sau khi đánh siêu âm, hỗn hợp được để lắng đọng trong thời gian 3 phút, khi đó phần graphite có rất nhiều tấm graphene sẽ lắng đọng xuống đáy cốc nhanh hơn, phần graphite có ít tấm graphene sẽ lắng đọng chậm hơn. Sử dụng pipet để hút phần dung môi nằm ở phần trên của cốc, phần dung môi này có chứa graphite với số tấm graphene không lớn, đó chính là FLG. Quá trình trên được lặp lại 2 lần nhằm tăng tối đa hiệu suất thu FLG. 2.3. Phương pháp đánh giá đặc tính của sản phẩm

Sản phẩm được phân tích bằng quang phổ Raman nhằm


xác định chất lượng của mạng lưới tinh thể trong lớp graphene, kết hợp kết quả phân tích bằng quang phổ Raman với quan sát ảnh chụp bằng kính hiển vi điện tử truyền qua (TEM) trên máy TOPCON 022-B UHR để xác định số lớp của FLG. Tiếp đến thành phần nguyên tố và bản chất của liên kết trong sản phẩm sẽ được nghiên cứu bằng phân tích quang phổ điện tử tia X (XPS). Cuối cùng phương pháp phân tích nhiệt trọng trường (TGA) sẽ được sử dụng để phân tích mẫu. Quá trình phân tích này sẽ được thực hiện trong dòng khí chứa 20% thể tích oxy trong khí mang là nitơ, tốc độ nâng nhiệt độ 5oC/phút, nhiệt độ cuối được cài đặt là 950oC. Quá trình phân tích được thực hiện trên máy TA Instruments, model Q5000. Mục đính chính của quá trình là xác định hàm lượng chất không bay hơi trong mẫu, phần không bay hơi này được xem là kaolin đã sử dụng làm chất kết dính trong sản xuất ruột bút chì.

3. Kết quả và thảo luận Để đánh giá đặc tính của sản phẩm, mẫu sản phẩm trước

hết được tiến hành phân tích bằng quang phổ Raman nhằm đánh giá chất lượng cấu trúc mạng tinh thể và đặc trưng của FLG, kết quả được trình bày trên Hình 1.

Từ giản đồ quang phổ Raman thu được cho thấy có 3 đỉnh pic khác nhau: đỉnh D (ở số sóng1342 cm-1), đỉnh G (ở số sóng 1581 cm-1), đỉnh 2D (ở số sóng 2723 cm-1). Các nghiên cứu đã chỉ ra rằng, đỉnh D đặc trưng cho mức độ sai hỏng trong cấu trúc mạng lưới tinh thể, đỉnh G đặc trưng cho mức độ tinh khiết và trật tự của mạng lưới cấu trúc trong mỗi lớp graphene, đỉnh 2D đặc trưng cho cấu trúc của graphene [16, 17]. Kết quả tính toán tỷ lệ cường độ ID/IG đối với mẫu thu được ở nghiên cứu này là 0,18, giá trị này rất nhỏ, điều đó chứng tỏ các sai hỏng trong cấu trúc mạng lưới tinh thể của sản phẩm thu được là không lớn hay có thể khẳng định mạng lưới cấu trúc tinh thể trong mỗi lớp graphene thu được có chất lượng tốt.

Hình 1. Giản đồ quang phổ Raman (cm-1)

Quan sát các kết quả phân tích bằng quang phổ Raman đối với graphene đơn lớp và đa lớp được công bố bởi nhóm nhiên cứu của Xiao chen Dong và các cộng sự [16] cũng nhóm nghiên cứu của Ying và các cộng sự [17] cho thấy có mối quan hệ giữa giá trị tỷ số cường độ của pic tại đỉnh 2D với cường độ của pic tại đỉnh G (I2D/IG), cụ thể khi số lớp graphene trong vật liệu tăng lên thì tỷ lệ I2D/IG giảm xuống và đối với vật liệu graphene đa lớp thì giá trị I2D/IG nhỏ hơn 1.

Tính toán giá trị tỷ số cường độ pic của vật liệu thu được ở nghiên cứu này, tác giả thu được giá trị I2D/IG bằng 0,49, như vậy với các kết quả này cho phép bước đầu kết luận sản phẩm thu được là graphene đa lớp. Để có thêm cơ sở đánh giá sản phẩm, tác giả đã tiến hành so sánh hình dạng của pic tại số sóng 2723 cm-1 với kết quả được công bố bởi nhóm nghiên cứu của Mustafa và các cộng sự [18] như được trình bày trên Hình 2. Quan sát hình dạng của pic cho thấy kết quả thu được ở nghiên cứu này giống với kết quả được công bố bởi Mustafa và các cộng sự [18]. Từ kết quả so sánh này có thể khẳng định vật liệu thu được là graphene đa lớp.

Hình 2. So sánh hình dạng pic 2D trên quang phổ Raman (cm-

1); A kết quả của nhóm Mustafa và các cộng sự [18]; B kết quả ở nghiên cứu này.

Để có thể kiểm tra số lớp của sản phẩm, mẫu FLG được chụp ảnh bằng kính hiển vi điện tử truyền qua, kết quả ảnh chụp được trình bày trên Hình 3. Quan sát ảnh chụp với độ phân giải lớn ở phần ngoại biên của mẫu cho thấy sản phẩm thu được có khoảng 8 lớp graphene. Kết quả này một lần nữa khẳng định lại kết quả thu được từ phân tích quang phổ Raman như vừa trình bày ở trên.

Hình 3. Ảnh chụp TEM của FLG

Tiến hành phân tích thành phần nguyên tố của carbon và oxy trong FLG thu được bằng phổ XPS, kết quả được trình bày ở Bảng 1.

Bảng 1. Thành phần nguyên tố của carbon và oxy thu được bằng phân tích XPS

Thành phần nguyên tố (% khối lượng)

Carbon Oxy

89,51 10,49

104 Trương Hữu Trì

Từ kết quả phân tích cho thấy ngoài thành phần chính là carbon thì hàm lượng oxy cũng chiếm một phần đáng kể trong sản phẩm. Sự có mặt của oxy trong sản phẩm có thể do nhiều nguyên nhân khác nhau, trong đó quá trình xử lý hóa học bằng NaOH được xem là nguyên nhân quan trọng, kết quả này có thể tương tự như kết quả được công bố trước đây của nhóm nghiên cứu chúng tôi [19].

Để hiểu rõ hơn về bản chất liên kết giữa các thành phần nguyên tố có mặt trong FLG, tác giả đã tiến hành tách phổ XPS của carbon (C1s) và oxy (O1s).

Hình 4. Phổ XPS của carbon (C1s) Kết quả tách pic của carbon (C1s) được trình bày ở

Hình 4. Kết quả này cho thấy, trong mạng lưới cấu trúc của FLG thì ngoài một phần lớn được tạo thành từ các liên kết C=C trong lai hóa sp2 và một phần liên kết C-C trong lai hóa sp3, còn có một lượng đáng kể các liên kết giữa carbon và oxy, các liên kết này tồn tại dưới nhiều dạng như phenolic (C-OH), dạng lacton (C-O-C), và một lượng nhỏ ở dạng carboxynic (O=C-OR hoặc O=C-OH) và liên kết dạng cacbonyl (C=O). Kết quả này phù hợp với các kết quả đã được công bố [2].

Hình 5 trình bày chi tiết kết quả tách pic oxy (O1s), từ kết quả này cho thấy, ngoài các liên kết được nhìn thấy trong tách pic carbon (C1s) thì ở đây còn thấy oxy của nước xuất hiện (nước ở đây có thể do độ ẩm của FLG).

Hình 5. Phổ XPS của oxy (O1s)

Như vậy, các kết quả thu được từ quá trình đánh giá các đặc tính của sản phẩm thu được bằng quang phổ Raman và TEM cho phép khẳng định phương pháp bóc tách cơ học đã sử dụng ở nghiên cứu này có thể sản xuất được vật liệu graphene đa lớp từ graphite có trong ruột bút chì.

Nhằm đánh giá hiệu suất của quá trình loại bỏ chất kết dính trong ruột bút chì ban đầu ra khỏi sản phẩm, tác giả đã tiến hành phân tích nhiệt trọng trường đối với mẫu ban đầu cũng như mẫu thu được sau mỗi quá trình xử lý. Kết quả phân tích được trình bày trên Hình 6. Từ giản đồ TGA của các mẫu phân tích cho thấy hàm lượng chất kết dính trong ruột bút chì ban đầu là khoảng 16,7% khối lượng, lượng tạp chất còn lại trong mẫu khoảng 3,5% khối lượng là phần khoáng chất không bị chuyển trạng thái khi bị đốt cháy ở nhiệt độ cao. Như vậy quá trình xử lý hóa học chưa thể loại bỏ hoàn toàn chất kết dính, tuy nhiên phần không bay hơi trong điều kiện thí nghiệm còn lại trong sản phẩm là khá nhỏ.

Hình 6. Giản đồ TGA của các mẫu. Mẫu 1: ruột bút chì 9B; Mẫu 2: mẫu thu được sau quá trình mài; Mẫu 3: mẫu thu được

sau quá trình xử lý acid HCl; Mẫu 4: mẫu thu được sau quá trình xử lý bằng NaOH và Mẫu 5: FLG sản phẩm

Khi quan sát giản đồ TGA của mẫu 1 và 2 cho thấy, mẫu thu được sau quá trình mài có độ bền nhiệt thấp hơn so với ruột bút chì ban đầu. Theo lý thuyết được đưa ra bởi hai nhóm của Landau và các cộng sự [20] và Peierls và các cộng sự [21], sau đó lý thuyết này được phát triển và chứng minh bằng thực nghiệm bởi Mermin [22] thì khi số lớp trong graphite giảm đi, độ bền nhiệt của vật liệu cũng giảm xuống. Như vậy kết qủa thu được ở nghiên cứu này là phù hợp với các kết quả nghiên cứu vừa nên. So sánh giản đồ của mẫu 2 (thu được sau quá trình mài) với mẫu sau các quá trình xử lý bằng acid (mẫu 3) và xử lý bằng kiềm (mẫu 4) cho thấy quá trình xử lý có thể đã tạo ra một số nhómchức lên bề mặt tấm graphene do đó làm thay đổi độ bền nhiệt của mẫu thu được (việc xử lý mẫu là vật liệu của carbon bằng NaOH đã xảy ra quá trình gắn các nhóm chức oxy lên trên bề mặt đã được nhóm nghiên cứu của chúng tôi chứng minh trong công bố trước đây [19]). Tiến hành so sánh giản đồ TGA của mẫu 5 thu được sau quá trình xử lý bằng kỹ thuật đánh siêu âm với mẫu 4 cũng tìm thấy sự giảm độ bền nhiệt, do vậy có thể khẳng định quá trình đánh siêu âm lên mẫu đã làm giảm đi số lượng tấm graphene trong mẫu.


4. Kết luậnỞ nghiên cứu này, vật liệu graphene đa lớp - FLG từ

ruột bút chì 9B bước đầu đã được chế tạo thành công. Sử dụng các phương pháp phân tích hóa lý hiện đại cho thấy sản phẩm thu được có cấu trúc mạng lưới tinh thể tốt (ít sai hỏng). Kết quả phân tích cũng cho thấy hàm lượng tạp chất và oxy trong sản phẩm chiếm một phần đáng kể. Như vậy sản phẩm thu được ở nghiên cứu này có thể sử dụng trong các lĩnh vực có yêu cầu về chất lượng FLG không quá cao như làm chất mang cho xúc tác hay sử dụng trong lĩnh vực vật liệu composite. Việc cải thiện chất lượng của FLG, như tiến hành đánh siêu âm nhiều lần nhằm mục đích giảm số lớp graphene trong sản phẩm hay tiến hành khử bằng hydro hay các chất khử khác để loại bỏ hàm lượng oxy trong sản phẩm là các nghiên cứu tiếp theo để hoàn thiện và đa dạng hóa sản phẩm FLG thu được bằng phương pháp bóc tách cơ học.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Novoselov, K. S.; Geim, A. K.; Morozov, S. V.; Jiang, D.; Zhang,Y.;

Dubonos, S. V.; Grigorieva, I.V.; Firsov, A. A., “Electric field Effect in etomically thin carbon films”. Science, Vol.306, (2004) p.666-669.

[2] Jian Ru Gong, Graphene - Synthesis, characterization, properties and applications, Janeza Trdine 9, 51000 Rijeka, Croatia, 2011.

[3] Balandin, A. A.; Ghosh, S.; Bao, W.; Calizo, I.; Teweldebrahn, D.; Miao, F.; Lau, C. N. “Superior thermal tonductivity of single layer graphene”, Nano Letters, Vol.8 (2008), 902-907.

[4] Blake P, Brimicombe PD, Nair RR, Booth TJ, Jiang D, Schedin F, Ponomarenko LA, Morozov SV, Gleeson HF, Hill EW, Geim AK, Novoselov KS, “Graphene-based liquid crystal device”, Nano Lett, Vol. 8(6) (2008), p.1704-1708.

[5] Stoller MD, Park S, Zhu Y, An J, Ruoff RS, “Graphene-based ultracapacitors”, Nano Lett, Vol. 8(10) (2008), p.3498-3502.

[6] Tri Truong-Huu, Kambiz Chizari, Izabela Janowska, Maria Simona Moldovan, Ovidiu Ersen, Lam D. Nguyen, Marc J. Ledoux, Cuong Pham-Huu, Dominique Begin, “Few-layer graphene supporting palladium nanoparticles with a fully accessible effective surface for liquid-phase hydrogenation reaction”, Catalysis Today, Vol.189 (2012), p.77-82.

[7] Sasha Stankovich, Dmitriy A. Dikin, Geoffrey H. B. Dommett, Kevin M. Kohlhaas, Eric J. Zimney, Eric A. Stach, Richard D. Piner, SonBinh T. Nguyen and Rodney S. Ruoff, “Graphene-based composite materials”, Nature, Vol.442 (2006), p. 282-286.

[8] Eda, G.; Fanchini, G.; Chhowalla, M, “Large-area ultrathin films of

reduced graphene oxide as a transparent and flexible electronic material” Nat. Nanotechnol, Vol.3 (2008), p.270-274.

[9] Stankovich, S.; Dikin, D. A.; Piner, R. D.; Kohlhaas, K. A.; Kleinhammes, A.; Jia, Y.; Wu, Y.; Nguyen, S. T.; Ruoff, R. S, “Synthesis of graphene-based nanosheets via chemical reduction of exfoliated graphite oxide”, Carbon, Vol.45 (2007), p.1558-1565.

[10] W.S. Hummers Jr., R.E. Offerman, “Preparation of graphitic oxide”, J. Am. Chem. Soc., Vol.80, p.1339. (1958).

[11] Alexandra et al.,” Liquid-phase exfoliation of flaky graphite”, Journal of Nanophotonics, Vol.10(1) p.012525-1 - 012525-10.

[12] Claire Berger, Zhimin Song, Tianbo Li, Xuebin Li, Asmerom Y. Ogbazghi, Rui Feng, Zhenting Dai, Alexei N. Marchenkov, Edward H. Conrad, Phillip N. First, and Walt A. de Heer, “Ultrathin epitaxial graphite: 2D electron gas properties and a route toward graphene-based nanoelectronics”, J. Phys. Chem. B. Vol.108(2004), p.19912-19916.

[13] Bhaviripudi, S., Jia, X., Dresselhaus, M. S., and Kong, J., “Role of kinetic Factors in chemical vapor deposition synthesis of uniform large area graphene using copper catalyst”, Nano Letters, Vol.10 (2010), p.4128-4133.

[14] http://www.verlabo2000.com. [15] I. Janowska, F. Vigneron, D. Begin, O. Ersen, P. Bernhardt, T.

Romero, M.J. Ledoux, C. Pham-Huu, “Mechanical thinning to make few-layer graphene from pencil lead ”, Carbon, Vol.50, p.3092-3116. (2012).

[16] Xiao chen Dong, Peng Wang, Wenjing Fang, Ching-Yuan Su, Yu-Hsin Chen, Lain-Jong Li d, Wei Huang, Peng Chen, “Growth of large-sized graphene thin-films by liquid precursor-based chemical vapor deposition under atmospheric pressure”, Carbon, Vol.49 (2011), p.3672-3678.

[17] Ying ying Wang, Zhen hua Ni, Ting Yu, Ze Xiang Shen, Hao min Wang, Yi hong Wu, Wei Chen and Andrew Thye Shen Wee, “Raman Studies of Monolayer Graphene: The Substrate Effect”, J. Phys. Chem. C 2008, 112, p.10637-10640.

[18] Mustafa Lotya, Yenny Hernandez, Paul J. King, Ronan J. Smith, Valeria Nicolosi, Lisa S. Karlsson, Fiona M. Blighe, Sukanta De, Zhiming Wang, I. T. McGovern, Georg S. Duesberg and Jonathan N. Coleman, “Liquid phase production of graphene by exfoliation of graphite in surfactant/water solutions”, J. Am. Chem. Soc, Vol.131 (2009), p.3611-3620.

[19] Trương Hữu Trì, Nguyễn Đình Lâm, “Ảnh hưởng của các điều kiện tổng hợp lên tính chất của cacbon nano ống biến tính bằng nitơ”, Tạp chí Hóa học. Số: 51 (6ABC) (2013), p.410-416.

[20] Landau, L. D. Zur Theorie der phasenumwandlungen II. Phys. Z. Sowjetunion, 11, 26-35, (1937).

[21] Peierls, R. E. Quelques proprietes typiques des corpses solides. Ann. I. H. Poincare 5, 177222 (1935).

[22] Mermin, N. D. “Crystalline order in two dimensions”, Phys. Rev. 176, 250-254 (1968).

(BBT nhận bài: 21/11/2016, hoàn tất thủ tục phản biện:19/12/2016)

106 Trần Văn Vang, Nguyễn Quốc Huy

XÂY DỰNG PHẦN MỀM TÍNH THIẾT KẾ LÒ DẦU TRUYỀN NHIỆT KIỂU Π ĐỐT HỖN HỢP THAN ĐÁ VÀ BIOGAS CHO CÁC NHÀ MÁY TINH BỘT SẮN

BUILDING A SOFTWARE FOR DESIGNING THERMAL OIL HEATER Π TYPECO-FIRING COAL AND BIOGAS IN CASSAVA STARCH MANUFACTURERS

Trần Văn Vang, Nguyễn Quốc Huy Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Tính thiết kế các hệ thống thiết bị nhiệt là một bài toánphức tạp, khối lượng tính toán rất lớn đòi hỏi phải tra các thông sốnhiệt động và thực hiện nhiều phép tính lặp. Với bài toán phức tạpnhư tính thiết kế lò dầu truyền nhiệt kiểu π đốt hỗn hợp than đá vàbiogas thì việc xây dựng một phần mềm hỗ trợ tính thiết kế là yêucầu cấp thiết nhằm giảm thời gian thiết kế, nâng cao độ chính xácvà tin cậy của thông số thiết kế và chế tạo. Bài báo trình bày kếtquả xây dựng phần mềm tính thiết kế lò dầu truyền nhiệt kiểu πđốt kết hợp than đá và biogas cho các nhà máy tinh bột sắn trênnền tảng ứng dụng Excel Visual Basic for Application (VBA). Saunhiều lần chạy thử, hiệu chỉnh, đối chiếu và so sánh với kết quảvận hành của lò dầu truyền nhiệt kiểu π công suất 3,5 triệu kCal/hở nhà máy tinh bột sắn Hướng hóa, kết quả cho thấy rằng các sốliệu tính toán thiết kế từ phần mềm có độ chính xác cao.

Abstract - Designing the heat systems such as boilers and thermal oil heaters requires complicated calculation with many interpolations and iterative calculations. Therefore, building a software for designing the thermal oil heater π type co-firing coal and biogas in cassava starch manufacturers is necessary in order to reduce the time consumed for designing, and improve the reliability of designed figures. A software for designing such thermal fire heater has been successfully built. The results obtained by the software was applied in Huong Hoa Cassava Starch Manufacturer, Quang Tri province, Vietnam based on Excel Visual Basic for Application. The theoretical results are validated with those obtained in Huong Hoa manufacturer. The results show that the capacity and energy efficiency of the oil heater matches the figures obtained by the software.

Từ khóa - lò dầu truyền nhiệt; phần mềm; biogas; đốt hỗn hợp;tính toán nhiệt

Key words - thermal oil heater; software; biogas;co-fire; thermal calculations;


Trong ngành công nghiệp chế biến tinh bột sắn, quá trình sấy tinh bột là một trong những công đoạn quan trọng bậc nhất, ảnh hưởng trực tiếp đến chất lượng và giá thành của sản phẩm. Năng lượng tiêu thụ cho quá trình sấy tinh bột chiếm tới hơn 75% tổng năng lượng tiêu thụ toàn nhà máy [1,2]. Trong quá trình sấy, tác nhân sấy cần phải có nhiệt độ thích hợp và độ ẩm thấp để làm giảm độ ẩm tinh bột xuống còn 12,5 ÷ 13,5% đảm bảo bảo quản lâu dài sản phẩm. Nhiệt độ tác nhân sấy yêu cầu cho quá trình sấy tinh bột sắn từ 180°C đến 200 °C [3]. Do đó, hầu hết các nhà máy chế biến biến tinh bột sắn ở nước ta hiện đang sử dụng các hệ thống lò dầu truyền nhiệt để cung cấp nhiệt cho quá trình sấy tinh bột sắn.

Một đặc trưng khác biệt của các nhà máy chế biến tinh bột sắn so với các nhà máy công nghiệp khác đó là tiềm năng sử dụng biogas từ công nghệ xử lý nước thải (vì mục đích môi trường) để cung cấp nhiên liệu cho lò dầu truyền nhiệt trong quá trình sấy rất lớn. Vì vậy, rất nhiều nhà máy đã chuyển đổi các lò dầu truyền nhiệt đốt nhiên liệu rắn hoặc lỏng sang đốt biogas nhằm tận dụng lượng biogas dư thừa để giảm chi phí cho nhiên liệu đốt (Hình 1) cũng như giảm phát thải khí nhà kính ra môi trường. Tuy nhiên, một vấn đề lớn cần giải quyết đó là lượng biogas sinh ra không ổn định do phụ thuộc nhiều yếu tố như thời tiết, chất lượng nước thải vv... Vì vậy, các nhà máy chế biến tinh bột sắn không thể loại bỏ hoàn toàn dầu FO hoặc than đá trong dây chuyền sản xuất tinh bột sắn được, mà phải sử dụng phương án đốt kết hợp: • Việc đốt kết hợp giữa dầu FO với biogas có nhiều điểm

khá thuận lợi về mặt công nghệ vì chúng cùng pha hơi như nhau khi đốt. Tuy nhiên, sử dụng dầu FO làm nhiên liệu đốt thường đắt hơn sử dụng than đá khoảng 30%. Thêm

vào đó, do chênh lệch về nhiệt trị của dầu FO ( = ~40000 kJ/kg) so với biogas ( = ~24000 kJ/kg) khá lớn, nên khi chuyển đổi tỉ lệ đốt giữa dầu FO với biogas sẽ làm công suất nhiệt của lò giảm đáng kể. • Ngược lại, phương án đốt kết hợp than đá với biogas

được xem là tối ưu nhất về mặt chi phí nhiên liệu cũng như sự đảm bảo được công suất nhiệt của lò dầu khi thay đổi tỉ lệ nhiên liệu. Tuy nhiên, do than đá và biogas là 2 loại nhiên liệu khác pha nhau (một bên là pha rắn và bên kia pha hơi), nên công nghệ đốt của loại lò dầu truyền nhiệt này khá phức tạp.

Hình 1. Lò dầu truyền nhiệt đốt than đá chuyển đổi sang

đốt biogas

Như vậy, phương án đốt kết hợp than đá với biogas cho lò dầu truyền nhiệt trong các nhà máy tinh bột sắn hiện nay sẽ trở thành giải pháp tối ưu nếu bài toán về mặt công nghệ đốt được giải quyết. Tuy nhiên, ở Việt Nam hiện nay chưa có công bố nào về tính toán thiết kế buồng đốt đốt hỗn hợp 2 nhiên liệu rắn và khí cho lò dầu truyền nhiệt. Đối với các thiết bị nhiệt như lò dầu truyền nhiệt thì khâu tính toán nhiệt hay tính toán thiết kế đóng vai trò vô cùng quan trọng trong việc nâng cao hiệu suất nhiệt cũng như công suất của lò. Thêm vào đó, khối lượng tính toán của các bài toán nhiệt


thường là rất lớn với rất nhiều giả thiết, các phép nội suy cũng như tính lặp để kiểm tra giả thiết. Bài toán này sẽ càng trở nên phức tạp hơn rất nhiều khi đốt kết hợp 2 nhiên liệu khác pha nhau như than đá và biogas. Do đó, nếu sử dụng các phương pháp tính toán truyền thống (sử dụng máy tính cá nhân và qui tắc 3 điểm) để tính toán cho các bài toán tính nhiệt sẽ rất mất thời gian, trong khi đó độ chính xác cũng như độ tin cậy của kết quả tìm được không cao. Cần lưu ý rằng, các sai sót trong tính toán thiết kế các thiết bị nhiệt nói chung và lò dầu truyền nhiệt nói riêng sẽ góp phần làm tăng thời gian cũng như chi phí chế tạo, gây trở ngại cho công tác phát triển lò dầu truyền nhiệt.

Xuất phát từ lý do đó, việc nghiên cứu xây dựng một phần mềm để hỗ trợ tính toán thiết kế lò dầu truyền nhiệt kiểu chữ π đốt hỗn hợp than đá và biogas cho các nhà máy chế biến tinh bột sắn là hết sức cần thiết. Phần mềm này sẽ là một công cụ hỗ trợ đắc lực cho người thiết kế khi thực hiện tính toán một lò dầu truyền nhiệt đốt hỗn hợp than đá và biogas một cách nhanh chóng và chính xác.

2. Phân tích lựa chọn mẫu lò dầu truyền nhiệt Từ những phân tích trên cho thấy việc nghiên cứu thiết

kế và chế tạo một buồng lửa đốt kết hợp biogas với than đá để cấp nhiệt cho dầu truyền nhiệt trong các nhà máy chế biến tinh bột sắn là cần thiết và cấp bách hiện nay. Mẫu lò dầu được lựa chọn phải đảm bảo việc tổ chức quá trình cháy của hỗn hợp 2 nhiên liệu dễ dàng, hiệu suất lò phải cao, vận hành và điều khiển thuận lợi. Khi đốt than đá thường tạo ra nhiều tro bụi làm hiệu suất và công suất lò giảm xuống rất nhanh, nên mẫu lò lựa chọn phải dễ làm vệ sinh và ít ảnh hưởng đến quá trình sản xuất. Quan trọng nhất là công suất lò phải được đảm bảo khi có sự thay đổi về tỉ lệ đốt nhiên liệu giữa than đá và biogas.

Hình 2. Lò dầu truyền nhiệt kiểu chữ π đốt hỗn hợp than đá

và biogas Qua phân tích những ưu nhược điểm của các mẫu lò

dầu truyền nhiệt đang được sử dụng ở Việt Nam, nhóm tác giả thấy rằng, mẫu lò dầu kiểu chữ π là phù hợp hơn cả. Lý do chính đó là lò dầu kiểu π có buồng đốt và bộ trao đổi nhiệt phần đuôi tách biệt nhau, nên rất thuận tiện cho việc thiết kế buồng lửa đốt cùng lúc hai nhiên liệu khác pha (than đá và biogas). Phần đuôi lò có thể tận dụng nhiệt từ khói thải để hâm nóng dầu và gia nhiệt không khí, tăng hiệu quả cháy nhiên liệu trong buồng lửa. Ngoài ra, đối với dạng lò này các thiết bị nặng như quạt khói, quạt gió, bộ khử bụi,

ống khói đều đặt ở vị trí tách biệt với khung lò, do đó giảm được trọng tải của khung lò. Hình 2 thể hiện mô hình lò dầu truyền nhiệt kiểu chữ π được ứng dụng để nghiên cứu thiết kế và chế tạo trong đề tài này. Buồng đốt 1 sẽ nhận nhiệt bức xạ từ quá trình cháy nhiên liệu hỗn hợp than đá và biogas. Các bề mặt trao đổi nhiệt phần đuôi 2 và 3 là các bộ gia nhiệt dầu cấp 2 và cấp 3.

3. Cơ sở lý thuyết xây dựng phần mềm 3.1. Yêu cầu khi xây dựng mô hình lò dầu

Buồng đốt là bộ phận quan trọng nhất của lò dầu truyền nhiệt, nơi mà các phản ứng cháy của nhiên liệu xảy ra. Đây cũng chính là nơi nhận nhiệt chủ yếu của dầu truyền nhiệt. Do đó, buồng đốt có ảnh hưởng lớn nhất đến hiệu suất của toàn bộ lò dầu và kích thước của nó. Nên khi thiết kế, ngoài vấn đề truyền nhiệt thì diện tích ghi và thể tích buồng đốt cần phải được chú ý để giảm thiểu các tổn thất về mặt hóa học cũng như cơ học. Khi đốt than đá thì diện tích ghi đóng vai trò quan trọng hơn cả, nhưng khi đốt nhiên liệu khí thì thể tích buồng lửa lại đóng vai trò quan trọng. Thêm vào đó, chiều cao buồng đốt cũng phải đảm bảo để nhiên liệu khí (biogas) cháy kiệt hoàn toàn trước khi sản phẩm cháy ra khỏi buồng lửa. Chính vì vậy, một trong những khó khăn cần giải quyết khi thiết kế, chế tạo lò dầu truyền nhiệt đốt hỗn hợp 2 nhiên liệu đó là chọn giá trị tối ưu giữa diện tích ghi lò và thể tích buồng lửa. Diện tích ghi lò phải đảm bảo quá trình cháy nhiên liệu rắn trong khi không có biogas để vận hành lò. Còn thể tích buồng lửa cần đảm bảo để quá trình cháy biogas là tốt nhất khi vận hành hoàn toàn bằng biogas.

Việc tổ chức cung cấp không khí cho quá trình đốt cháy cùng lúc hỗn hợp 2 nhiên liệu rắn (than đá) và khí (biogas) cũng cần phải đặc biệt lưu ý. Vì để đốt cháy hoàn toàn nhiên liệu rắn cần lượng không khí lớn hơn nhiều so với nhiên liệu khí, nên trong quá trình xây dựng phần mềm tính toán thiết kế loại lò này cần đặc biệt lưu tâm đến lượng không khí cấp cho quá trình cháy ứng với mỗi tỉ lệ phối trộn khác nhau của hỗn hợp than đá và biogas.

3.2. Cơ sở lý thuyết Đối với lò dầu truyền nhiệt đốt hỗn hợp 2 nhiên liệu

khác pha nhau như pha rắn (than đá) và khí (biogas), để đơn giản trong quá trình tính toán thì ta qui về tính cho một kg nhiên liệu rắn và có tính đến nhiệt lượng do cháy nhiên liệu khí khi đốt kèm với 1 kg nhiên liệu rắn. Nhiệt trị thấp làm việc Qt

lv của hỗn hợp nhiên liệu được tính theo công thức [4]:

Qtlv = Qt

lv’ + y.Qtlv”, kJ/kg (1)

Trong đó: Qt

lv - nhiệt trị qui ước hỗn hợp nhiên liệu, kJ/kg; Qt

lv’ - nhiệt trị thấp của nhiên liệu rắn, kJ/kg; Qt

lv’’ - nhiệt trị thấp của nhiên liệu khí, kJ/kg; y - lượng khí đốt kèm 1kg nhiên liệu rắn, m3/kg.

= íắ = . " , (2)

q’- là tỉ lệ phần trăm về nhiệt từ nhiên liệu rắn. Do thể tích không khí cấp cho quá trình cháy nhiên liệu

rắn và khí khác nhau rất lớn, nên thể tích không khí lý


thuyết và thực tế qui đổi của hỗn hợp nhiên liệu sẽ được tính theo công thức:

= + . , m3/kg (3)

= + . , m3/kg (4) Thể tích khói lý thuyết và thực tế qui đổi của hỗn hợp

nhiên liệu sẽ được tính theo công thức: ó = ó + . ó , m3/kg (5)

ó = ó + . ó , m3/kg (6) Khi tính cân bằng nhiệt theo phương pháp cân bằng

nghịch cho lò dầu đốt hỗn hợp nhiên liệu rắn và khí thì cần phải xác định được giá trị tổn thất về hóa học (q3) và cơ học (q4). Bởi vì, tổn thất về cơ học của đốt than đá trên ghi cố định khá lớn (q4,rắn= 6-10%), trong khi đốt nhiên liệu khí là không đáng kể (q4,khí~ 0%). Do đó, tổn thất do cháy không hoàn toàn về mặt cơ học khi đốt hỗn hợp giữa nhiên liệu rắn và khí sẽ được tính theo công thức: q4= a.q4,rắn với a lấy theo tỉ lệ nhiệt của thành phần chất khí như trong Bảng 3 Phụ lục 2 của tài liệu [4].

4. Xây dựng phần mềm 4.1. Phần mềm ứng dụng

Trong đề tài nghiên cứu này các tác giả ứng dụng Excel Visual Basic for Application (VBA) để lập trình thiết kế phần mềm tính toán thiết kế lò dầu truyền nhiệt đốt hỗn hợp than đá và biogas. Ngôn ngữ lập trình VBA là một công cụ phần mềm đơn giản nhưng rất hiệu quả được tích hợp sẵn trong Microsoft Office với các công cụ tiện ích như Macros, User Forms và các Reports, giúp người dùng xây dựng các ứng dụng tùy biến và các giải pháp để khai thác các khả năng ứng dụng. Ưu điểm của VBA là chúng ta không cần cài đặt các Visual Studio, mà chỉ cần cài bộ Office là có thể sử dụng được VBA. Nó giúp ta tạo các module chương trình gồm các hàm và thủ tục nhằm xử lý dữ liệu và điều khiển các đối tượng trong cơ sở dữ liệu một cách linh hoạt. 4.2. Các bước xây dựng chương trình

• Tạo cơ sở dữ liệu trong Microsoft Excel; • Xây dựng thuật toán cho chương trình tính toán; • Tạo các modules với các macro, mã lệnh và các hàm

function; • Tạo giao diện cho chương trình ứng dụng và kết nối

với cơ sở dữ liệu; • Chạy và kiểm tra chương trình; • Sửa lỗi và hiệu chỉnh.

4.3. Xây dựng thuật toán Có thể nói rằng, xác lập thuật toán đóng vai trò rất quan

trọng trong việc xây dựng một chương trình. Trong khi viết mã lệnh và các hàm chỉ là thủ thuật thì thuật toán như là một chìa khóa khi xây dựng một chương trình. Đối với bài toán tính toán thiết kế buồng lửa và bộ trao đổi nhiệt bức xạ thì thường phải đặt rất nhiều giả thuyết các thông số như nhiệt độ đầu ra hoặc diện tích tiếp nhiệt. Dựa vào các giả thuyết đó mới tính được cân bằng nhiệt cũng như truyền nhiệt. Cuối cùng mới kiểm tra lại giả thuyết ban đầu có chính xác hay không. Chính vì thế, bản chất của bài toán

tính toán thiết kế hệ thống thiết bị nhiệt là bài toán tính lặp. Hình 3 thể hiện sơ đồ thuật toán tính nhiệt cho các thiết bị nhiệt trong lò dầu truyền nhiệt.

Hình 3. Sơ đồ thuật toán tính nhiệt các thiết bị trao đổi nhiệt

trong lò dầu truyền nhiệt 4.4. Giao diện và yêu cầu của phần mềm

Yêu cầu của phần mềm là dễ sử dụng, thân thiện với người dùng, các thông số tính toán là chính xác, độ tin cậy cao. Nếu có bất cứ lỗi nào trong quá trình tính, phần mềm sẽ hiển thị dòng cảnh báo để người dùng có thể điều chỉnh cho phù hợp.

Hình 4. Giao diện chính của phần mềm tính thiết kế lò dầu

truyền nhiệt kiểu π đốt hỗn hợp than và biogas Giao diện chính của phần mềm thể hiện như Hình 4.

Các thông số thiết kế được mặc định như sau: công suất thiết kế là 3,5 triệu kCal/h, nhiệt độ dầu vào và ra khỏi lò là 220ºC và 250 ºC. Giá trị tỉ lệ về nhiệt của than được chọn các giá trị cho sẵn trong list box. Đặc tính của nhiên liệu được mặc định ban đầu là than đá và biogas. Các giá trị mặc định này có thể thay đổi tùy ý theo mục đích thiết kế của người dùng. Nếu giá trị nhiệt độ dầu đầu ra lớn hơn nhiệt độ lớn nhất cho phép (300 ºC) của người dùng thì phần mềm sẽ đưa ra dòng cảnh báo như Hình 5.

Hình 5. Box cảnh báo lỗi khi nhập sai thông tin

Sau khi nhập các thông số thiết kế và đặc tính nhiên liệu,


bằng thao tác nhấp chuột trái vào nút lệnh “Calculate” thì giao diện sẽ cho ra kết quả như Hình 6. Các thông tin chính cần thiết về tính toán nhiên liệu cũng như kích thước buồng lửa sẽ được hiển thị trong giao diện này. Lưu lượng dầu được sử dụng để tính chọn bơm dầu. Thế tích không khí cấp và thể tích khói thải được sử dụng để tính chọn hệ thống cấp không khí và khói thải. Lượng tiêu hao nhiên liệu cho phép bố trí tỉ lệ đốt kết hợp tùy vào lượng biogas sinh ra trong nhà máy. Các thông số cơ bản của kích thước buồng lửa cho phép người thiết kế tổ chức bố trí hệ thống dàn ống trao đổi nhiệt bức xạ.

Hình 6. Giao diện kết quả tính toán nhiệt của buồng lửa

Hình 7. Giao diện tính đặc tính buồng lửa

Hình 8. Giao diện đặc tính cấu tạo bộ gia nhiệt

Để tăng tính tiện lợi, phần mềm thiết kế cũng được tích

hợp thêm các giao diện con về đặc tính cấu tạo của buồng lửa và các bề mặt đốt đối lưu như bộ gia nhiệt cấp 1 và cấp 2 (Hình 7 và Hình 8). Người dùng chỉ cần nhập đường kính ngoài của ống, chiều dày ống, các bước ống ngang và dọc tương đối, các thông tin cụ thể hơn như số lượng ống, chiều dài đường khói v.v… sẽ được hiển thị.

5. Trích xuất kết quả tính thiết kế từ phần mềm 5.1. Dữ liệu đầu vào

Trong nghiên cứu này các tác giả chạy thử chương trình để tính toán thiết kế một lò dầu truyền nhiệt có công suất 3,5 triệu kCal/h đốt hỗn hợp than đá và biogas để cung cấp nhiệt cho 1 nhà máy chế biến tinh bột sắn ở khu vực Miền Trung. Các thông số thiết kế cơ bản được cho trong Bảng 1, còn đặc tính của nhiên liệu cho trong Bảng 2. Dầu truyền nhiệt được sử dụng có là dầu Shell S2. Ngoài ra, các thông số về tổn thất (tổn thất về hóa học q3 và cơ học q4) để tính toán cân bằng nhiệt theo phương pháp nghịch được tra trong tài liệu [4].

Bảng 1. Bảng thông số thiết kế lò dầu truyền nhiệt

Thông số Giá trị Đơn Vị

Công suất Nhiệt 3,5.106 kCal/h

Nhiệt độ dầu vào 220 °C

Nhiệt độ dầu ra 250 °C

Loại dầu Shell S2

Nhiệt độ không khí vào 25 °C

Độ ẩm không khí 75 %

Bảng 2. Bảng thành phần nhiên liệu than đá 4b

Thành phần Clv Hlv Olv Nlv Slv Alv Wlv

Qtlv (kJ/kg)

Giá trị 72,3 2,8 1,3 1 2,2 15,5 5,5 27670

Bảng 3. Thành phần nhiên liệu biogas

Thành phần CH4 CO2 N2 H2 H2S H2O Qtlv

(kJ/m3) Giá trị 65 33,27 0,3 0,1 0,1 1,23 23300

5.2. Đánh giá kết quả tính toán quá trình cháy nhiên liệu

Như đã phân tích ở trên, do lượng không khí cần cấp cho quá trình cháy nhiên liệu rắn và nhiên liệu khí khác nhau, nên cần qui về tính cho 1 kg nhiên liệu rắn. Từ phần mềm xây dựng được, tác giả đã trích xuất kết quả quá trình cháy nhiên liệu cho các tỉ lệ phần trăm nhiệt khác nhau của nhiên liệu rắn như trong Bảng 4. Có thể nhận thấy rằng, thể tích của không khí và khói thải cho một kg nhiên liệu rắn sẽ tăng lên khi tỉ lệ phần trăm nhiệt cấp từ than đá giảm xuống. Điều này có thể được lý giải như sau: khi tỉ lệ nhiệt của than đá giảm xuống thì lượng than đá tiêu hao sẽ giảm xuống, trong khi đó lượng nhiên liệu khí biogas đốt kèm sẽ tăng lên.

Như vậy lượng không khí yêu cầu lúc này cần để đáp ứng cho quá trình cháy kiệt cả khí biogas nữa. Do đó, thể tích khói qui ước thoát ra khi đốt 1 kg than đá cũng sẽ tăng lên.


Bảng 4. Kết quả tính toán quá trình cháy nhiên liệu

Thể tích

không khí và khói

Than đá biogas

Tỉ lệ nhiệt của than đá, q' (%)

80 60 50 40 20

mtc3/kg mtc3/m3 mtc3/kg than đá

7.2 6.2 9.0 12.1 14.6 18.2 36.5

10.1 6.8 12.1 15.5 18.2 22.2 42.5

ó 7.6 7.3 9.7 13.4 16.3 20.6 42.4

10.5 7.9 12.8 16.8 19.9 24.7 48.3

Bảng 5 trình bày đánh giá kết quả tính cân bằng nhiệt cho lò dầu truyền nhiệt đốt hỗn hợp than đá và khí biogas với các tỉ lệ phần trăm về nhiệt khác nhau của than đá. Khi tỉ lệ phần trăm về nhiệt của than đá giảm xuống thì hiệu suất của lò dầu truyền nhiệt tăng lên. Điều này là do tổn thất về cơ học q4 khi đốt nhiên liệu rắn (than đá) cao hơn rất nhiều so với nhiên liệu khí (khí biogas). Do đó, khi tỉ lệ phần trăm về nhiệt yêu cầu của than đá giảm xuống đồng nghĩa với việc tổn thất nhiệt về cơ học q4 giảm trong khi các yếu tố khác không thay đổi.

Bảng 5. Kết quả tính cân bằng nhiệt lò dầu

Đại lượng tính toán

Tỉ lệ nhiệt của than đá, q' (%) 1 80 60 50 40 20 0

Qtlv (MJ/kg than) 27.6 34.6 46.1 55.4 69.2 138 -

Hiệu suất (%) 77.4 74.3 76.9 79.5 81.5 83 84.4 Tiêu hao than

(tấn/h) 624 510 381 316 252 126 0

Tiêu hao biogas (mtc3/h) 0 151 302 375 449 575 780

5.3. Kết quả tính toán thiết kế Kết quả tính toán thiết kế trích xuất từ phần mềm được

tính cho 50% tỉ lệ phần trăm nhiệt của than đá được thể hiện như bảng dưới đây. Các thông số cấu tạo đặc trưng này đã được sử dụng để chế tạo một mô hình lò dầu thực tế công suất 3,5 triệu kCal/h cho nhà máy chế biến tinh bột sắn Hướng Hóa. Kết quả vận hành cho thấy mẫu lò dầu vận hành phù hợp công suất và hiệu suất như thiết kế ban đầu:

KÍCH THƯỚC BUỒNG LỬA Thông số chính Giá trị Đơn vị Ghi chú

Diện tích ghi lò 5.41 m2 Thể tích buồng lửa 22.49 m3 Chiều rộng buồng lửa, a 2.70 m Chiều sâu buồng lửa, b 2.2 m Chiều cao buồng lửa 3.8 m

TÍNH TOÁN NHIÊN LIỆU Thể tích không khí cấp vào 18.17 mtc3/kg Tính

cho 1 kg than Thể tích khói thoát ra 16.26 mtc3/kg

Hiệu suất của lò 79.44 % Lượng tiêu hao than 316.87 kg/h Lượng tiêu hao biogas 376.33 mtc3/kg

ĐẶC TÍNH CẤU TẠO BGN 2 Diện tích tiếp nhiệt 49.67 m2 Đường kính ngoài ống, 51 mm Bước ống ngang 102 mm Bước ống dọc 80 mm Chiều rộng đường khói, a 2.7 m Chiều cao đường khói, 0.95 m Số dãy ống 12 dãy Số hàng ống 10 hàng Chiều dài kênh khói 1.2 m

ĐẶC TÍNH CẤU TẠO BGN 1 Diện tích tiếp nhiệt 78.9 m2 Đường kính ngoài ống 51 mm Bước ống ngang 102 mm Bước ống dọc 80 mm Chiều rộng đường khói, a 2.7 m Chiều ngang đường khói 1 m Số dãy ống 13 dãy Số hàng ống 15 hàng Chiều cao của kênh khói 1.1 m

6. Kết luận Để thực hiện thiết kế hoàn chỉnh một hệ thống thiết bị

nhiệt phức tạp như lò dầu truyền nhiệt đốt hỗn hợp than đá và khí biogas thì người thiết kế phải giải quyết một khối lượng công việc rất lớn với nhiều phép tính lặp cũng như tra bảng các thông số. Việc sử dụng các phương pháp giải truyền thống sẽ mất rất nhiều thời gian và tất nhiên không thể tránh khỏi những sai sót. Do đó, việc xây dựng thành công một phần mềm tính toán thiết kế lò dầu đốt hỗn hợp nhiên liệu than đá và biogas có ý nghĩa to lớn trong việc tiết kiệm thời gian thiết kế và hạn chế những sai sót trong khi tính toán.

Sau nhiều lần chạy thử, hiệu chỉnh, đối chiếu và so sánh với kết quả vận hành của lò dầu truyền nhiệt kiểu π công suất 3,5 triệu kCal/h tại nhà máy chế bột sắn Hướng hóa, kết quả cho thấy rằng các số liệu tính toán thiết kế từ phần mềm có độ chính xác cao, dễ dàng cài đặt trên máy tính điện tử và trong quá trình sử dụng.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Sittichoke Wenlapatit and Klanarong Sriroth, Manufacturing

Process Development in Thai Cassava Starch Industry, Thai Tapioca Starch Association (TTSA), xem vào ngày 09/12/2016.http://www.thaitapiocastarch.org/article01.asp,

[2] Trần Văn Vang, “Tiềm năng ứng dụng lò dầu truyền nhiệt đốt kết hợp than đá và biogas trong các nhà máy chế biến tinh bột sắn”, Tạp chí Khoa học và Công nghệ, Đại học Đà Nẵng, 5(102), 2016.

[3] Francis Kemausuor, Ahmad Addo and Lawrence Darkwah, Technical and Socioeconomic Potential of Biogas from Cassava Waste in Ghana, Biotechnology Research International, 2015.

[4] Hoàng Ngọc Đồng, Đào Ngọc Chân, Tính nhiệt thiết bị lò hơi, NXB Xây dựng, 2014.



ĐẶC ĐIỂM THẠCH HỌC VÀ CÁC TÍNH CHẤT CƠ LÝ ĐÁ MAGMA XÂM NHẬP KHU VỰC HỐ GIANG, XÃ HÒA PHÚ, HUYỆN HÒA VANG, THÀNH PHỐ

ĐÀ NẴNG VÀ KHẢ NĂNG SỬ DỤNG CHÚNG PETROGRAPHIC CHARACTERISTICS AND MECHANIICAL PROPERTIES OF INTRUSIVE

MAGNATIC ROCKS IN HO GIANG, HOA PHU COMMUNE, HOA VANG DISTRICT, DA NANG CITY AND ABILITY TO USE THEM

Trần Khắc Vĩ 1, Hoàng Hoa Thám2

1 Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected] 2 Trường Đại học Khoa học, Đại học Huế; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo trình bày kết quả nghiên cứu về thành phầnthạch học, tính chất cơ lý của đá magma khu vực Hố Giang, xãHòa Phú, huyện Hòa Vang, thành phố Đà Nẵng. Kết quả nghiêncứu cho thấy đá có thành phần thạch học chủ yếu là Thạch anh:30÷55%, Orthocla: 15÷52%, Plagiocla: 4÷35%, Biotit: 1÷20%, kiếntrúc hạt thô, cấu tạo phân dải. Các chỉ tiêu trung bình: SiO2 82,4%,độ ẩm tự nhiên 0,05%, khối lượng thể tích tự nhiên 2,619 g/cm3, tỷtrọng 2,67, cường độ nén khi khô 1261 kG/cm2, cường độ nén khibão hòa 1216 kG/cm2, cường độ kháng kéo 44,6 kG/cm2, hệ sốhóa mềm 0,96, góc nội ma sát 360 11’, mô đun đàn hồi 39,5.104kG/cm2, đáp ứng được các tiêu chuẩn sử dụng làm vật liệu xâydựng thông thường. Trên cơ sở đó, nghiên cứu giúp định hướngcho công tác quy hoạch, khai thác hợp lý nguồn tài nguyên đá xâydựng ở thành phố Đà Nẵng.

Abstract - This paper presents the results of research on petro-graphic composition, mechanical properties of magmatic rocks in Ho Giang, Hoa Phu commune, Hoa Vang district, Da Nang city. Research results show that petro-graphic composition is mainly quartz: 30÷55%, orthoclase: 15÷52%, plagioclase: 4 ÷ 35%, Biotite: 1÷20%, coarse grained architecture, banding creating structure. Average Indicators include: SiO2 82.4%, natural moisture 0.05%, natural bulk density 2.619 g/cm3, density 2.67, compressive strength when dry 1261 kG/cm2, compressive strength when saturation 1216 kG/cm2, tensile strength 44.6 kG/ cm2, softening coefficient of 0.96, the internal angle of friction 36 011', elastic modulus 39,5.104 kG/cm2. Hence, they meet the standards as common building materials. The results, therefore, can be used to guide the planning, rational exploitation of building stone resources in Danang.

Từ khóa - magma xâm nhập; đá magma; thạch học; xây dựng; vậtliệu; thành phố Đà Nẵng

Key words - intrusive manga; magmatic rock; petro-graphic; construction; material; Da Nang City.


Trên địa bàn thành phố Đà Nẵng, nguồn tài nguyên đá được khai thác, sử dụng làm vật liệu xây dựng tập trung chủ yếu ở khu vực phía Tây của thành phố, chúng phát triển trên các thành tạo đá biến chất của hệ tầng Trao, BolAtek, các đá magma xâm nhập phức hệ Đại Lộc[3]. Đặc biệt ở huyện Hòa Vang, các thành tạo địa chất này có diện phân bố rộng và đây chính là nguồn nguyên liệu sử dụng làm vật liệu xây dựng rất lớn, trong đó phải kể đến khu vực Hố Giang, xã Hòa Phú. Việc quy hoạch, thăm dò, khai thác nguồn tài nguyên tại các mỏ đá trên địa bàn thành phố Đà Nẵng đã được Đoàn địa chất 501 nghiên cứu tổng quát giai đoạn 2007 đến 2015[6]. Trong đó có khu vực Hố Giang, xã Hòa Phú, huyện Hòa Vang, thành phố Đà Nẵng. Tuy nhiên, đối tượng nghiên cứu của dự án rất rộng nên khu Hố Giang chưa được nghiên cứu tỉ mỉ về thành phần thạch học, hóa học cũng như các tính chất cơ lý của đá magma xâm nhập phức hệ Đại Lộc.

Mặc dù tiềm năng về nguồn nguyên liệu đá xây dựng trong khu vực nghiên cứu là rất lớn, khoảng 61,5 triệu m3 với diện tích 205ha[6], nhưng việc nghiên cứu đánh giá để khai thác sử dụng chúng còn rất hạn chế. Do vậy, trên cơ sở kết quả nghiên cứu chi tiết về thành phần thạch học và tính chất cơ lý sẽ khái quát được đặc điểm chất lượng của thành tạo đá magma ở khu vực trên. Điều này không chỉ có ý nghĩa khoa học mà còn mang tính cấp thiết, nhằm định hướng cho công tác quy hoạch, khai thác hợp lý nguồn tài nguyên đá xây dựng ở thành phố Đà Nẵng.

2. Tổng quan khu vực nghiên cứu và phương pháp nghiên cứu 2.1. Tổng quan khu vực nghiên cứu 2.1.1. Vị trí khu vực nghiên cứu

Khu vực Hố Giang, xã Hòa Phú, huyện Hòa Vang có tọa độ địa lý từ 15056’ đến 16000’ vĩ độ Bắc và 107059’đến 108003’ kinh độ Đông. Phía Bắc giáp xã Hòa Ninh, phía Đông giáp xã Hòa Phong, phía Nam giáp xã Hòa Khương và phía Tây giáp xã Ba, huyện Đông Giang (Hình 1).

Hình 1. Bản đồ hành chính vị trí khu vực Hố Giang,

xã Hòa Phú, huyện Hòa Vang 2.1.2. Đặc điểm địa chất khu vực nghiên cứu

a. Địa tầng Trên cơ sở tổng hợp các tài liệu đã được công bố như:

Bản đồ địa chất tờ Hướng Hóa - Huế - Đà Nẵng, tỷ lệ

Vị trí khu vực nghiên cứu

112 Trần Khắc Vĩ, Hoàng Hoa Thám

1/200.000 do Nguyễn Văn Trang chủ biên[1]; nhóm tờ bản đồ Đà Nẵng - Hội An do Cát Nguyên Hùng chủ biên[5] và các bản đồ, sơ đồ địa chất của các đề án thăm dò khoáng sản[4] cho thấy, trên địa bàn khu vực nghiên cứu có các thành tạo địa chất sau (xem Hình 6):

Giới Paleozoi Hệ Cambri, Hệ tầng Asan (€asn) Các thành tạo hệ tầng Asan phân bố ở rìa Tây Nam

thành phố Đà Nẵng, trên diện tích khu vực nghiên cứu, hệ tầng này xuất lộ với diện tích nhỏ ở phần rìa, bao gồm: đá phiến thạch anh – biotit, đá phiến thạch anh – 2 mica, đá phiến thạch anh – fenspat – biotit chứa granat, đá phiến amphibol (Hình 2).

Hình 2. Ảnh mẫu đá cục hệ tầng Asan (đá phiến thạch anh-

fenspat-biotit chứa granat) Hệ Ordovic – Silua, Hệ tầng Bol Atek (O-S bat) Các thành tạo hệ tầng Bol Atek xuất lộ với diện tích rất

lớn, phân bố ở phía Đông Bắc khu vực nghiên cứu, gồm các đá: đá phiến mica, đá phiến sericit, đá phiến thạch anh - sericit (Hình 3a), đá phiến thạch anh - plagiocla, các lớp quarzit (Hình 3b).

a b

Hình 3. Ảnh mẫu đá cục của hệ tầng BolAtek. a) Đá phiến thạch anh – sericit; b) Đá quarzit

Giới Kainozoi, Hệ Đệ Tứ không phân chia (Q) Bao gồm các vật liệu hỗn hợp như tảng, dăm, sạn, sỏi,

cát… chúng phân bố ở các sườn thấp và chân đồi dưới dạng tàn, sườn tích.

b. Các thành tạo magma[2] Phức hệ Đại Lộc (G/D1đl): Trên diện tích khu vực

nghiên cứu các đá magma phức hệ Đại Lộc gồm pha chính và pha đá mạch.

- Pha chính gồm các đá granitogneis, granosyenit gneis, granitogneis 2 mica (Hình 4a), granit 2 mica, granit biotit (Hình 4b).

a b Hình 4. Ảnh mẫu cục các đá magma pha chính phức hệ

Đại Lộc

- Pha đá mạch gồm các đá granitaplit, pegmatit chứa tuamalin (Hình 5a), và đá mylonit (Hình 5b).

a b

Hình 5. Ảnh mẫu cục các đá magma pha đá mạch phức hệ Đại Lộc

Phức hệ Bà Nà (G/K2bn): Trong phạm vi khu vực nghiên cứu phức hệ Bà Nà xuất lộ với diện tích lớn, phân bố ở phía Tây khu vực Hố Giang gồm 2 pha xâm nhập và pha đá mạch:

Pha 1 là pha chiếm diện tích chủ yếu của khối, gồm đá granit biotit, granit 2 mica, granosyenit có muscovit hạt thô.

Pha 2 kém phát triển hơn nhiều so với pha 1, gồm các đá granit 2 mica, granit alaskit hạt nhỏ.

Pha mạch xuyên cắt đá gốc dưới dạng các mạch rộng vài cm đến hàng mét, kéo dài hàng chục mét theo các phương khác nhau. Thành phần gồm granit aplit, pegmatoit và thạch anh turmalin.

c. Đặc điểm kiến tạo Trên khu vực nghiên cứu xuất hiện hai hệ thống đứt

gãy[1], đó là hệ thống phát triển theo phương Tây Bắc và hệ thống phát triển theo hướng Đông Bắc – Tây Nam (Hình 6).

Hình 6. Sơ đồ địa chất khu vực Hố Giang, xã Hòa Phú, huyện Hòa Vang

2.2. Phương pháp nghiên cứu 2.2.1. Phương pháp thực địa

Đây là phương pháp cơ bản nhất trong nghiên cứu địa chất, nhằm mục đích xác định ranh giới, cấu trúc địa chất, xác định các yếu tố thế nằm, lập các mặt cắt địa chất và lấy các mẫu thực địa. Để phục vụ cho mục đích này, chúng tôi đã tiến hành công tác thực địa lập tuyến khảo sát trên diện tích khu vực Hố Giang và đã lấy 15 mẫu cục (4 mẫu thạch học, 4 mẫu hóa silicat, 4 mẫu cơ lý đá và 3 mẫu thí nghiệm độ bền của đá). 2.2.2. Phương pháp phân tích trong phòng

a. Gia công và phân tích lát mỏng thạch học Đây là phương pháp chủ đạo áp dụng cho nghiên cứu

đặc điểm kiến trúc, cấu tạo của đá, xác định các tổ hợp cộng sinh khoáng vật trên cơ sở xác định các chỉ số quang học


đối với từng khoáng vật dưới kính hiển vi phân cực. Xác định các quá trình biến đổi thứ sinh trong đá,… Công tác này chúng tôi tiến hành tại Phòng Thí nghiệm Quang tinh, Khoa Địa lý - Địa chất, Trường Đại học Khoa học Huế, với số lượng 04 mẫu.

b. Phân tích thành phần hóa Đây là phương pháp nhằm xác định thành phần hóa học

của các ôxit có ở trong đá. Trong đó, nhóm tác giả đặc biệt chú trọng các ôxit SiO2, Al2O3, Fe2O3,… từ đó đối sánh với các tiêu chuẩn quy định để sử dụng làm vật liệu xây dựng thông thường. Các mẫu hóa silicat chúng tôi tiến hành phân tích tại Trung tâm Phân tích, Trường Đại học Khoa học Huế, với số lượng 04 mẫu.

c. Phân tích tính chất cơ lý của đá Để đánh giá khả năng sử dụng các đá magma khu vực Hố

Giang, nhóm tác giả đã tiến hành phân tích 7 mẫu đá nhằm xác định 8 chỉ tiêu cơ lý đá (Bảng 2), trong đó chỉ tiêu quan trọng là cường độ kháng nén. Các mẫu đá sau khi lấy về, nhóm tác giả gia công mẫu nén kích thước 6 x 6 x 6cm. Các mẫu nén xác định độ bền của đá được thí nghiệm tại Trung tâm Địa cơ, Trường Đại học Khoa học Huế với số lượng 03 mẫu. Các mẫu cơ lý 8 chỉ tiêu được gửi phân tích tại Phòng Thí nghiệm và Kiểm định công trình las-XD 692 với số lượng 04 mẫu.

3. Kết quả và thảo luận 3.1. Kết quả 3.1.1. Đặc điểm thạch học

Kết quả phân tích lát mỏng thạch học tại Phòng Thí nghiệm Quang tinh, Khoa Địa lý – Địa chất, Trường Đại học Khoa học Huế cho thấy trên địa bàn khu vực nghiên cứu gồm các đá sau:

* Đá granit biotit hạt thô: Đá có kiến trúc hạt thô, đôi nơi có kiến trúc dạng porphyr, cấu tạo khối. Đá có thành phần khoáng vật chủ yếu là thạch anh: 35÷37%, orthocla: 20÷23%, plagiocla: 30÷35%, biotit: 2÷3%, các khoáng vật thứ sinh bao gồm clorit: 1÷2%, xericit: ít, các khoáng vật tạo quặng: ít (Hình 7).

Hình 7. Ảnh lát mỏng đá granit biotit hạt thô, ảnh chụp dưới

nicol +; độ phóng đại 100 lần (Mẫu V4)

a b

Hình 8. Ảnh lát mỏng đá granitogneis, a) ảnh chụp dưới nicol +; b) nicol -; độ phóng đại 100 lần (Mẫu V2)

* Đá granitogneis: Đá kiến trúc hạt-vảy biến tinh, đôi nơi có kiến trúc vi chữ cổ, cấu tạo phân dải. Đá có thành phần khoáng vật chủ yếu là thạch anh: 30÷35%, orthocla: 50÷52%, plagiocla: 4÷5%, biotit: 7÷8%, khoáng vật thứ sinh gồm có hydroxit sắt, khoáng vật quặng: ít (Hình 8).

* Đá pegmatit: Đá có kiến trúc hạt thô không đều, cấu tạo khối. Thành phần khoáng vật gồm thạch anh: 30÷35%, orthocla: 40÷45%, plagiocla: 10÷15%, mica: 1÷2%, các khoáng vật phụ gồm chủ yếu là tuamalin: 3÷4%, các khoáng vật thứ sinh gồm sét, hydroxit và các khoáng vật quặng: ít (Hình 9).

Hình 9. Ảnh lát mỏng đá pegmatit, chụp dưới nicol +;

độ phóng đại 100 lần (mẫu V3)

* Đá mylonit: Đá có kiến trúc mylonit (hay kiến trúc nát nhừ), cấu tạo phân dải, định hướng. Thành phần khoáng vật chủ yếu là thạch anh: 50÷55%, orthocla: 15÷17%, plagiocla: 4÷5%, biotit: 15÷20%, các khoáng vật phụ và khoáng vật thứ sinh không đáng kể (Hình 10).

a b

Hình 10. Ảnh lát mỏng đá mylonit, a) ảnh chụp dưới nicol +; b) nicol -; độ phóng đại 100 lần (Mẫu V1)

3.1.2. Thành phần khoáng vật Trên cơ sở các kết quả nghiên cứu cho thấy tất cả các

đá magma khu vực nghiên cứu có thành phần khoáng vật chủ yếu là thạch anh, fenspat (orthocla và plagiocla), mica và ít các khoáng vật phụ và thứ sinh của tuamalin, xericit, clorit, hidroxit,…, trong đó:

- Thạch anh có dạng hạt tha hình, kích thước hạt không đồng đều, có hạt kích thước đạt từ 1-1,5cm, màu trắng sáng, bề mặt sạch và nhẵn bóng, độ nổi thấp, có hiện tượng tắt lượn sóng khi xoay bàn kính. Thạch anh phân bố đều trong toàn bộ lát mỏng.

- Plagiocla có dạng hạt, dạng tấm, lăng trụ ngắn, màu xám, song tinh liên phiến tương đối rõ ràng. Các hạt khoáng vật plagiocla bị biến đổi thứ sinh bởi quá trình xericit hóa, quá trình biến đổi thứ sinh đã thay thế gần như hoàn toàn từ trong ra ngoài bởi tập hợp vi hạt, vi vảy xericit, biotit, clorit,...

- Orthocla có dạng hạt, dạng tấm, kích thước các hạt không đều, màu xám, song tinh đơn giản rõ ràng. Orthocla bị biến đổi thứ sinh chủ yếu bởi quá trình pelit hóa tạo cho các hạt khoáng vật có độ nổi cao, bề mặt lấm tấm bẩn.

114 Trần Khắc Vĩ, Hoàng Hoa Thám

- Mica (biotit, muscovit) có dạng hạt, vảy, từ nửa tự hình đến tự hình, kích thước không đều, cát khai rõ theo phương kéo dài, màu nâu đậm. Các hạt khoáng vật biotit bị hydroxit sắt thay thế gần như hoàn toàn, một ít bị clorit thay thế.

- Các khoáng vật phụ và thứ sinh bao gồm tuamalin, clorit, xericit, sét,... Các hạt khoáng vật màu này có dạng hạt, vảy màu giao thoa mạnh,... Chúng hình thành do sự thay thế các khoáng vật chính và phát triển dọc theo ranh giới các hạt khoáng vật.

3.1.3. Thành phần hóa học Kết quả phân tích thành phần hóa silicat các mẫu đá tại

khu vực nghiên cứu được thể hiện ở Bảng 1. Dựa vào kết quả ở bảng trên cho thấy hàm lượng SiO2

trung bình đạt 82,43%, nên sử dụng làm vật liệu xây dựng thông thường rất tốt (quy định tại khoản 1 Điều 64 Luật Khoáng sản năm 2010). Ngoài ra, hàm lượng khoáng sáng màu chiếm tỉ lệ nhiều hơn nên đá có màu sáng, độ bền với môi trường bên ngoài cao và có giá trị kinh tế khi sử dụng sản xuất đá ốp lát tự nhiên.

Bảng 1. Thành phần hóa silicat các đá magma khu vực Hố Giang

STT Kí hiệu mẫu

Thành phần (%) theo khối lượng

SiO2 Al2O3 Fe2O3 FeO CaO MgO K2O Na2O P2O5 TiO2 SO3 MKN

1 Si1_V1 83,1 5,48 0,37 0,07 4,37 1,40 2,36 0,19 0,03 0,07 0,03 0,66

2 Si1_V2 82,3 4,72 0,22 0,06 4,65 1,50 2,59 0,22 0,05 0,04 0,01 0,77

3 Si1_V3 81,8 6,84 0,35 0,08 3,53 1,70 2,93 0,31 0,01 0,08 0,02 0,96

4 Si1_V4 82,5 4,69 0,38 0,05 4,76 1,55 2,71 0,56 0,03 0,05 0,05 0,88

3.1.4. Tính chất cơ lý các đá magma Kết quả phân tích tính chất cơ lý 8 chỉ tiêu của các đá magma khu vực nghiên cứu được thể hiện ở Bảng 2.

Bảng 2. Tính chất cơ lý của đá tự nhiên tại khu vực Hố Giang

STT

Ký hiệu mẫu

Vị trí lấy mẫu

Độ ẩm tự

nhiên

Khối lượng thể

tích tự nhiên

Khối lượng riêng

Cường độ kháng nén khi khô gió

Cường độ kháng nén khi bảo hòa

Hệ số hóa

mềm

Cường độ

kháng kéo

Góc nội ma

sát

Mô đun đàn hồi

No - -

W γw Δ Rnk Rnbh k Rk ϕ E®h

% g/cm3 g/cm3 kG/cm2 kG/cm2 - kG/cm2 độ x 104kG/cm2

1 Clđ - V1 15o57'56"-108o1'54" 0,11 2,545 2,64 1278 1212 0,95 37,6 34010' 39,4

2 Clđ - V2 15o57’39”-108o0'11" 0,05 2,624 2,68 1325 1279 0,97 43,5 36023' 41,6

3 Clđ - V3 15o57'34"-107o59'54" 0,02 2,645 2,68 1082 1048 0,97 47,1 37011' 34,1

4 Clđ - V4 15o57'50"-108o0'48" 0,02 2,661 2,69 1360 1324 0,97 50,2 37032' 43,0

Giá trị nhỏ nhất 0,02 2,545 2,64 1082 1048 0,95 37,6 34010' 34,1

Giá trị lớn nhất 0,11 2,661 2,69 1360 1324 0,97 50,2 37032' 43,0

Giá trị trung bình 0,05 2,619 2,67 1261 1216 0,96 44,6 36011' 39,5

Từ kết quả Bảng 2 cho thấy đá magma khu vực nghiên cứu có các chỉ tiêu cơ lý như sau:

- Độ ẩm tự nhiên: 0,02 ÷0,11 % - Khối lượng thể tích tự nhiên: 2,545 ÷ 2,661g/cm3 - Khối lượng riêng: 2,64÷2,69 g/cm3 - Cường độ kháng nén khi khô: 1082÷1360 kG/cm2,

khi bão hòa: 1048÷1324 kG/cm2 - Hệ số hóa mềm: 0,95÷0,97 - Cường độ kháng kéo: 37,6÷50,2 kG/cm2 - Góc nội ma sát: 340 10’÷370 32’ - Mô đun đàn hồi: (34,1÷43,0).104 kG/cm2

Bảng 3. Tính chất cơ lý của đá tự nhiên tại các khu vực khác của thành phố Đà Nẵng[6].

Khu

Khối lượng thể

tích tự nhiên

(g/cm3)

Khối lượng riêng

(g/cm3)

Cường độ kháng nén khi khô gió (kG/cm2)

Cường độ kháng nén

khi bảo hòa

(kG/cm2)

Hệ số hóa

mềm

Trung Ngĩa

2,67 2,74 1301 939 0,89

Hồng Vàng

2,68 2,71 920 752 0,80

So sánh với kết quả nghiên cứu ở các khu vực khác của


thành phố Đà Nẵng (Bảng 3) cho thấy đá magma khu Hố Giang khối lượng trung bình nhẹ hơn (2,661g/cm3), hệ số hóa mềm lớn hơn (0,97), cường độ nén khi khô (1360 kG/cm2 ) và khi bão hòa (1324 kG/cm2) lớn hơn.

Thảo luận Để đánh giá khả năng sử dụng các đá magma xâm nhập

khu vực Hố Giang, chúng tôi đã sử dụng Tiêu chuẩn Việt Nam và Luật Khoáng sản (TCVN 1771-75,TCVN 7570-2006, TCVN 5642 -1992, TCVN 4730 – 2007, khoản 1 Điều 64 Luật Khoáng sản năm 2010) làm vật liệu xây dựng, trong đó chú trọng các chỉ tiêu cơ bản sau:

- Cường độ kháng nén ở trạng thái bão hòa nước theo mẫu đơn > 700kG/cm2

- Dung trọng: > 2,5 g/cm3 - Độ hút nước: < 10% - Hàm lượng SiO2: > 70% - Hệ số hóa mềm (K): > 0,8 Như vậy, dựa vào các kết quả nghiên cứu về thành phần

khoáng vật, thành phần hóa học, tính chất cơ lý của các mẫu đá trong khu vực nghiên cứu đều vượt quá các giới hạn quy định.

- Về cường độ kháng nén bão hòa của các mẫu đá có giá trị trung bình: 1216 kG/cm2, hệ số mềm hóa: 0,9.

- Hàm lượng SiO2 của các mẫu đá trong khu vực nghiên cứu đều đạt trên 80%.

4. Kết luận - Trong khu vực nghiên cứu xuất lộ chủ yếu các đá

magma xâm nhập phức hệ Đại Lộc gồm các đá granit, granitogneis, pegmatit và mylonit. Trong đó đá granit và granitogneis phổ biến hơn hơn các đá khác.

- Kết quả phân tích các đá tại khu vực Hố Giang cho thấy các chỉ tiêu đều đạt và vượt quá các tiêu chuẩn Việt Nam quy định sử dụng làm vật liệu xây dựng thông thường.

- Mặt khác, các đá magma khu vực Hố Giang có kiến trúc hạt thô, cấu tạo phân dải, định hướng với trữ lượng như đã nêu đạt quy chuẩn kỹ thuật nên có thể sử dụng làm đá ốp lát.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Cục Địa chất Việt Nam (1996), Bản đồ Địa chất và khoáng sản tỷ lệ

1:200.000, tờ Hướng Hoá - Huế - Đà Nẵng, NXB Cục Địa chất Việt Nam, Hà Nội.

[2] Đào Đình Thục, Huỳnh Trung (đồng chủ biên) (1995), Địa chất Việt Nam, Tập II. Các thành tạo magma, Tổng cục Mỏ và Địa chất xuất bản, Hà Nội.

[3] Huỳnh Trung và nnk (1979), Các thành tạo xâm nhập granitoit khối Đại Lộc, Sa Huỳnh,Chu Lai - ĐCKSVN, Tập I, Liên đoàn BĐĐC, Hà Nội tr 159–169.

[4] Nguyễn Văn Trang (chủ biên; 1989), Bản đồ địa chất và khoáng sản Việt Nam, tỷ lệ 1/200.000 (Loạt tờ Huế - Quảng Ngãi, kèm theo thuyết minh), Cục địa chất Việt Nam, Hà Nội.

[5] Cát nguyên Hùng và nnk (1995), Báo cáo kết quả đo vẽ địa chất và tìm kiếm khoáng sản tỷ lệ 1:50.000, nhóm tờ Hội An - Đà Nẵng.

[6] Đoàn địa chất 501 (2010), Báo cáo quy hoạch đá xây dựng trên địa bàn thành phố Đà Nẵng, giai đoạn 2007-2015, Đà Nẵng.


116 Nguyễn Quốc Ý

MÔ PHỎNG SỐ VÙNG TÁCH DÒNG Ở ĐẦU ỐNG KHÓI NHIỆT THẲNG ĐỨNG BẰNG PHƯƠNG PHÁP LATTICE BOLTZMANN METHOD

NUMERICAL SIMULATION OF FLOW SEPARATION AT THE OUTLET OF A VERTICAL SOLAR CHIMNEY BY LATTICE BOLZTMANN METHOD

Nguyễn Quốc Ý Trường Đại học Bách khoa, Đại học Quốc gia Tp. HCM; [email protected]

Tóm tắt - Ống khói nhiệt giúp thông gió tự nhiên cho nhà ở, nhàcao tầng và nhà xưởng nhờ hiệu ứng nhiệt sinh ra từ việc hấp thụnhiệt mặt trời. Đặc tính thông gió của ống khói nhiệt phụ thuộc vàohiệu quả tạo dòng khí bên trong kênh dẫn. Trong nghiên cứu này,chúng tôi tập trung vào việc phân tích ảnh hưởng của hiện tượngtách dòng ở đầu ra kênh dẫn khí của ống khói nhiệt thẳng đứng.Chúng tôi sử dụng phương pháp Lattice Boltzmann Method để môphỏng trường vận tốc và trường nhiệt độ bên trong ống khói nhiệthai chiều ở số Rayleigh thấp. Kết quả mô phỏng cho thấy trườngvận tốc, trường nhiệt độ và lưu lượng khí qua kênh dẫn khi có vàkhông có hiện tượng tách dòng. Từ đó, chúng tôi tìm mối liên hệgiữa tỉ lệ chiều cao và chiều rộng của kênh dẫn khí với số Rayleighđể không xảy ra hiện tượng tách dòng.

Abstract - Solar chimneys use thermal effects from solar radiation heat to ventilate houses and buildings naturally. Performance of a solar chimney depends on flow structure inside its air channel. In this report, we focus on analyzing effects of flow reversal region at outlet of a vertical solar chimney on the induced air flow rate. We use Lattice Boltzmann Method to simulate flow field and temperature field inside the air channel of a two dimensional vertical solar chimney at low Rayleigh number. The numerical results show flow field and temperature field inside the air channel with and without flow reversal regions. A relationship between the ratio of the height and the gap of the air channel and the Rayleigh number at which there is no flow reversal region is also found.

Từ khóa - ống khói nhiệt; hiệu ứng nhiệt; tách dòng; lưu lượng khí;LBM.

Key words - Solar chimney; thermal effect; flow separation; air flowrate; LBM.

1. Giới thiệu

Giải pháp thông gió tự nhiên bằng ống khói nhiệt (solar chimneys) đã được nghiên cứu nhiều nơi trên thế giới [1,2,3] và được chứng minh về tính hiệu quả cho việc giúp tiết kiệm năng lượng cho công trình. Một ví dụ về công trình sử dụng giải pháp ống khói nhiệt là toà nhà ZEB ở Singapore[4].

Ống khói nhiệt hoạt động dựa trên hiệu ứng nhiệt nhờ vào nguồn nhiệt mặt trời, với hai loại: thẳng đứng và nghiêng. Đặc tính thông gió (lưu lượng khí theo cường độ bức xạ mặt trời) phụ thuộc vào nhiều yếu tố như: góc nghiêng, kích thước kênh dẫn khí, vật liệu bề mặt hấp thụ nhiệt... [1,2,3]. Đối với ống khói nhiệt loại thẳng đứng, một trong những yếu tố ảnh hưởng đến đặc tính thông gió là cấu trúc dòng khí bên trong kênh dẫn dưới ảnh hưởng của hình dạng và kích thước [1,2]. Chen và cộng sự [1] làm thí nghiệm với ống khói nhiệt thẳng đứng có chiều cao bằng 1,5m và báo cáo rằng hiện tượng tách dòng ở đầu ống khói nhiệt (dòng chảy ngược từ bên trên xuống) xảy ra khi chiều rộng của kênh dẫn khí lớn hơn 300mm. Sau đó, Khanal và Lei [2], bằng thí nghiệm và mô phỏng số đã tập trung vào nghiên cứu ảnh hưởng của hiện tượng tách dòng ở đầu ống khói nhiệt thẳng đứng lên lưu lượng khí mà ống khói nhiệt tạo được. Kết quả của họ cho thấy hiện tượng tách dòng có xu hướng làm giảm lưu lượng khí lưu thông qua ống khói nhiệt. Từ đó, các tác giả này đề xuất giải pháp khắc phục hiện tượng tách dòng ở đầu ra bằng cách nghiêng một bề mặt của ống khói nhiệt trong khi bề mặt còn lại vẫn thẳng đứng.

Khanal và Lei [2] cho thấy chiều dài của vùng tách dòng tăng theo cường độ phát nhiệt (tương ứng số Rayleigh Ra, xem phương trình (10-11) bên dưới, từ bề mặt bên trong ống khói nhiệt thay đổi trong khoảng 109 đến 1011). Tuy nhiên, các tác giả này chưa cho thấy mối liên hệ giữa

kích thước ống khói nhiệt và số Ra để hiện tượng tách dòng không xảy ra.

Trong nghiên cứu này, chúng tôi tìm mối liên hệ giữa tỉ lệ chiều cao và chiều rộng của ống khói nhiệt thẳng đứng, và số Ra để hiện tượng tách dòng không xảy ra. Hơn nữa, chúng tôi tập trung vào điều kiện làm việc có số Ra thấp hơn trong nghiên cứu trước [1,2], tương ứng với trường hợp ống khói nhiệt nhận được cường độ bức xạ mặt trời thấp. Kết quả này có thể giúp cho việc tính toán thiết kế ống khói nhiệt để không xảy ra hiện tượng tách dòng ở đầu ra nhằm đạt được hiệu quả thông gió tốt.

Chúng tôi sử dụng công cụ mô phỏng số với phương pháp Lattice Boltzmann Method (LBM) với mã nguồn tự viết. Mã nguồn được kiểm tra bằng kết quả được công bố trước đây [5] và sau đó được sử dụng để phục vụ cho việc nghiên cứu hiện tượng tách dòng ở đầu ra của ống khói nhiệt thẳng đứng.

2. Phương pháp mô phỏng số LBM Mô hình hai chiều của ống khói nhiệt thẳng đứng được

thể hiện trên Hình 1. Các nghiên cứu trước đây [2, 3] cho thấy mô hình hai chiều có thể mô tả tốt các đặc tính cơ bản của ống khói nhiệt. Trong ống khói nhiệt thực tế, nhiệt bức xạ mặt trời truyền qua tấm kính và được nhận bởi bề mặt hấp thụ nhiệt. Nhiệt từ bề mặt hấp thụ truyền vào khối khí bên trong kênh dẫn để tạo ra hiệu ứng nhiệt sinh ra dòng khí. Trong mô phỏng, để tập trung vào hiệu ứng nhiệt, mô hình tính toán số được xây dựng để mô tả quá trình truyền nhiệt từ bề mặt hấp thụ vào bên trong kênh dẫn. Do đó, bề mặt hấp thụ nhiệt bức xạ được mô phỏng bằng nguồn nhiệt với công suất phát nhiệt tương ứng với cường độ bức xạ nhiệt mặt trời nhận được, hay bằng một giá trị nhiệt độ lớn hơn nhiệt độ môi trường. Thất thoát nhiệt trên tấm kính được bỏ qua [2].


Trong nghiên cứu này, quá trình cặp đôi dòng khí – nhiệt được mô phỏng bằng phương pháp LBM với các giả thiết:

- Dòng khí là hai chiều, chuyển động ổn định và không nén được;

- Tương tác giữa nhiệt và dòng khí được mô tả bằng phương pháp Boussinesq;

- Dòng khí ở chế độ chảy tầng. Đối với bài toán đối lưu tự nhiên bên trong kênh dẫn khí, dòng khí được xem là chảy tầng khi số Rayleigh (xem phương trình (10-11) bên dưới) nhỏ hơn 1013 [1,2]. Do đó, trong nghiên cứu này, chúng tôi tập trung vào giá trị số Ra thấp hơn 1013.

Hình 1. Mô hình hai chiều của ống khói nhiệt thẳng đứng, trong đó: b là chiều rộng; H là chiều cao; 1 là đầu vào; 2 là đầu ra; 3 là tấm kính; và 4 là bề mặt hấp thụ nhiệt bức xạ mặt trời và

phát nhiệt vào kênh dẫn khí. Phương pháp tính toán động lực học lưu chất (CFD –

Computational Fluid Dynamics) LBM đang ngày càng trở nên phổ biến với nhiều ưu điểm so với phương pháp giải xấp xỉ hệ phương trình Navier – Stokes truyền thống (như phương pháp Thể Tích Hữu Hạn hay Sai Phân Hữu Hạn) như tính đơn giản và tính thuận tiện cho việc thực thi song song [6]. Chi tiết về phương pháp LBM có thể được tìm thấy ở các tài liệu tham khảo [6, 7, 8, 9]. Phần này chỉ giới thiệu các phương trình cơ bản được sử dụng trong mô phỏng.

Trong phương pháp LBM, chuyển động của các phần tử lưu chất tại một điểm được mô tả theo từng nhóm với các hàm phân bố fi theo nhiều phương. Đối với bài toán hai chiều, hai mô hình được sử dụng nhiều nhất là D2Q4 với 4 hàm phân bố và D2Q9 với 9 hàm phân bố, như trên Hình 2. Trong nghiên cứu này, chúng tôi sử dụng mô hình D2Q9cho dòng khí và D2Q4 cho trường nhiệt độ. Theo Mohamad và Kuzmin [8], đây là sự kết hợp tốt nhất cho bài toán đối lưu tự nhiên.

Hình 2. Các phương của hàm phân bố fi trong mô hình LBM D2Q9 (trái) và D2Q4 (phải)

2.1. Mô hình D2Q9 cho trường vận tốc Đối với mô hình D2Q9, phương pháp LBM với xấp xỉ

BGK [6, 7, 8] được thể hiện bằng phương trình: f ( + ∆t, t + ∆t) − f ( , t) = − ( , ) ( , ) + ∆ (1)

Trong đó, x là vector tọa độ, t là thời gian, Δt là bước thời gian, ci là vận tốc đơn vị theo hướng i, với i=0,1...,8 như trên Hình 2, = 1/ là hằng số relaxation và Fi là thành phần lực khối theo hướng i (trong trường hợp này là lực nổi do hiệu ứng nhiệt).

Hàm phân bố cân bằng được mô tả bằng phươngtrình: = ρ 1 + 3 + ( . ) − ( . ) (2)

Trong đó, là trọng số cho từng phương: = 4/9, = 01/9, = 1,2,3,41/36, = 5,6,7,8u là vector vận tốc của lưu chất, ρ là khối lượng riêng

và c là vận tốc = ∆ /∆ với ∆ là bước lưới tính toán. Vector vận tốc đơn vị theo hướng i, ci, có giá trị như sau: c0=(0,0), c1=c(1,0), c2=c(0,1), c3=c(-1,0), c4=c(0,-1),

c5=c(1,1), c6=c(-1,1), c7=c(-1,-1), c8=c(1,-1). Lực khối Fi được tính theo mô hình xấp xỉ Boussinesq: = . / (3) với = , trong đó g là vector gia tốc trọng

trường và = − với T là nhiệt độ không khí và Ta là nhiệt độ môi trường.

Khối lượng riêng và vận tốc u được tìm theo quan hệ: ( , ) = ∑ ( , ) , ( , ) = ∑ ( , ) (4) Độ nhớt của lưu chất được thể hiện theo hằng số và

“tốc độ truyền âm” trong lưới tính toán = /√3: = − (5)

hay = , (5’)

2.2. Mô hình D2Q4 cho trường nhiệt độ Đối với mô hình D2Q4 cho nhiệt độ T, hàm phân bố gk

có dạng: ( + , + ) = ( , )[1 − ] +( , ) (6) với k=1,2,3,4 là các hướng như trên Hình 2. Hàm phân bố cân bằng có dạng:= ( , ) 1 + . (7)

Trọng số wk theo từng phương như sau: w1=w2=w3=w4=1/4

Hằng số ωs liên hệ với hệ số khuếch tán nhiệt theo phương trình: = , (8)

Nhiệt độ được tính từ hàm phân bố gk: ( , ) = ∑ ( , ) (9) Trong phương pháp LBM, các biến của phương trình

(1) và (6),và các giá trị , , và T của phương trình (4) và (9) là các số vô thứ nguyên. Chi tiết về việc sử dụng các số vô thứ nguyên của phương pháp LBM có thể được xem thêm ở tài liệu tham khảo [6].

b

H

1

2

3 4

g

x

y

1

2 3

4

5 6

7 8 1

3 2

4

0


2.3. Số Rayleigh Đối với bài toán đối lưu tự nhiên bên trong ống khói

nhiệt, bề mặt phát nhiệt có thể được mô tả bằng giá trị nhiệt độ Ts cao hơn nhiệt độ không khí Ta của môi trường hay công suất phát nhiệt qs [2]. Trong cả hai trường hợp, số vô thứ nguyên quan trọng nhất là số Rayleigh Ra [1, 2, 6]: = . = ( ). (10)

cho trường hợp gán giá trị nhiệt độ Ts hay = (11)

trong trường hợp gán nguồn nhiệt qs, với: k, , , lần lượt là hệ số dẫn nhiệt, độ nhớt, hệ số khuếch tán nhiệt và hệ số giãn nở nhiệt của không khí; H là chiều cao ống khói nhiệt (như trên Hình 1); và g là gia tốc trọng trường. 2.4. Điều kiện biên

Đối với trường vận tốc, các điều kiện biên sau đây được sử dụng (theo Hình 1):

- Đầu vào 1: áp suất khí quyển, theo mô hình của Zhou và He [7].

- Đầu ra 2: Dòng phát triển đều, = 0 [6].

- Hai bề mặt 3 và 4: Bề mặt rắn, u=0, tương ứng với điều kiện biên “bounce back” trong LBM [6, 7].

Đối với trường nhiệt độ, các điều kiện biên sau đây được sử dụng (theo Hình 1):

- Đầu vào 1: nhiệt độ không khí bằng nhiệt độ môi trường Ta.

- Đầu ra 2: = 0.

- Bề mặt 3: Giá trị công suất phát nhiệt qs. Riêng khi mô hình được dùng để so sánh với kết quả của Aung và cộng sự [5], giá trị nhiệt độ bề mặt Ts được sử dụng.

- Bề mặt 4: Bề mặt đoạn nhiệt. Riêng khi mô hình được dùng để so sánh với kết quả của Aung và cộng sự [5], giá trị nhiệt độ bề mặt Ts,r được sử dụng. 2.5. Phương pháp giải

Các phương trình (1) và (6) được giải theo hai bước collision và streaming của phương pháp LBM [6,7,8,9]:

- Collision: vế phải của hai phương trình (1) và (6) được tính toán tại từng nút lưới. Lưới đều được sử dụng theo cả hai phương x và y trên Hình 1.

- Streaming: vế trái của hai phương trình trên được thực hiện để tìm giá trị của fi và gi ở bước thời gian tiếp theo bằng cách dịch chuyển giá trị fi và gi theo phương tương ứng. Ví dụ: giá trị hàm f1 và g1 trên Hình 2 được chuyển cho nút lưới ngay bên phải ở bước thời gian tiếp theo. Điều kiện biên cũng được áp dụng ngay sau bước streaming.

Quá trình được lặp lại cho đến khi có được lời giải ổn định.

3. Kết quả và Bàn luận Trong phần này, kết quả mô phỏng được so sánh với thí

nghiệm của Aung và cộng sự [5] để kiểm tra độ chính xác của mô hình mô phỏng số. Sau đó, mô hình mô phỏng số được sử dụng để dự đoán ảnh hưởng của số Ra và tỉ lệ H/b

lên cấu trúc dòng khí và lưu lượng khí lưu thông qua ống khói nhiệt. 3.1. So sánh với kết quả thí nghiệm của Aung và cộng sự [5]

Để đánh giá tính chính xác của mô hình mô phỏng số, kết quả mô phỏng được so sánh với kết quả thí nghiệm và mô phỏng của Aung và cộng sự [5] cho ống khói nhiệt thẳng đứng với tỉ lệ H/b= 10 và số Ra=1,24.105. Phân bố vận tốc và nhiệt độ bên trong kênh dẫn khí được thể hiện tương ứng trên Hình 3 và Hình 4. Trong trường hợp này, nhiệt độ của hai bề mặt kênh dẫn khí được giữ cố định với giá trị: T=0,5 ở x/b=0 và T=1,0 ở x/b=1,0.

Hình 3 và Hình 4 cho thấy kết quả mô phỏng số bằng phương pháp LBM của chúng tôi khá gần với số liệu thực nghiệm và gần như trùng với kết quả mô phỏng của Aung và cộng sự [5]. Do nhiệt độ bề mặt bên phải (x/b=1,0) cao hơn nên phân bố vận tốc trên Hình 3 có xu hướng lệch về phía bên phải. Phân bố nhiệt độ bên trong kênh dẫn trên mặt cắt ngang của kênh gần như tuyến tính.

Hình 3 và Hình 4 cũng cho thấy sự hội tụ của kết quả mô phỏng bằng phương pháp LBM khi mật độ lưới tính toán thay đổi. Trong trường hợp này, chúng tôi sử dụng 3 cấp độ lưới tương ứng theo phương ngang và phương đứng: 20x200, 40x400 và 80x800. Mặc dù kết quả tính với cấp độ 20x200 có vẻ gần nhất với kết quả thực nghiệm của Aung và cộng sự [5] trên Hình 3, nhưng đây là kết quả tính chưa hội tụ theo mật độ lưới. Khi tăng mật độ lưới lên 40x400 và 80x800, kết quả hai trường hợp tính với hai mật độ lưới này khác với kết quả tính cho lưới 20x200 nhưng gần như trùng nhau. Do vậy, kết quả mô phỏng được xem là hội tụ ở cấp độ lưới 80x800. Việc sử dụng mật độ lưới lớn hơn không làm thay đổi kết quả tính nhưng yêu cầu thời gian tính toán dài hơn.

3.2. Ảnh hưởng của số Ra khi tỉ lệ H/b không đổi Để khảo sát ảnh hưởng của số Ra lên cấu trúc dòng khí

và phân bố nhiệt độ bên trong ống khói nhiệt, mô phỏng số được thực hiện cho trường hợp H/b=7,5 và số Ra=104, 105, 106 và 107. Hình 5 thể hiện phân bố đường dòng bên trong ống khói nhiệt.

Hình 3. So sánh kết quả mô phỏng (CFD) của phân bố vận tốc U của dòng khí bên trong ống khói nhiệt với kết quả thí nghiệm (Expt.) và mô phỏng (Sim.) của Aung và cộng sự [5], với Uo là

vận tốc trung bình trên mặt cắt ngang của kênh dẫn khí

0 0.2 0.4 0.6 0.8 10

0.5

1

1.5

2

x/b

U/U

o

Aung et al: Expt.Aung et al: Sim.CFD, 20x200CFD, 40x400CFD, 80x800


Hình 5 cho thấy đường dòng có xu hướng lệch về phía bề mặt phát nhiệt bên trái khi số Ra tăng (tương ứng với cường độ phát nhiệt tăng). Ở số Ra=107, vùng tách dòng xuất hiện ở đầu ra của ống khói nhiệt (vùng có các đường dòng màu đỏ). Vùng tách dòng (hay chảy ngược) trong trường hợp này đi vào khoảng 37% chiều cao ống khói nhiệt. Như vậy, ở cùng tỉ lệ H/b, hiện tượng tách dòng ở đầu ống khói nhiệt xuất hiện khi số Ra đủ lớn.

Hình 6 cho thấy phân bố nhiệt độ T trong ống khói nhiệt tương ứng với các phân bố đường dòng trên Hình 5. Để tiện so sánh, T được thể hiện trong khoảng [0-1,0] và lớn hơn 1,0. Hình 6 cho thấy lớp khí có nhiệt độ cao bị thu hẹp dần khi số Ra tăng lên, nhất là khi xảy ra hiện tượng tách dòng ở số Ra=107.

Hình 4. So sánh kết quả mô phỏng (CFD) của phân bố nhiệt độ T của dòng khí bên trong ống khói nhiệt với kết quả thí nghiệm

(Expt.) và mô phỏng (Sim.) của Aung và cộng sự [5]

Hình 5. Phân bố đường dòng bên trong ống khói nhiệt cho

trường hợp H/b=7,5 và số Ra thay đổi Sự thay đổi của lưu lượng dòng khí sinh ra từ hiệu ứng

nhiệt bên trong ống khói nhiệt cho trường hợp này được trình bày trên Hình 7. Để thuận tiện cho việc so sánh, số Reynolds, Re=Uob/ν được sử dụng để thay thế cho lưu lượng Uob. Nhìn chung, kết quả trên Hình 7 cho thấy số Re tăng dần khi số Ra tăng. Để thấy được xu hướng của quan hệ giữa số Re và số Ra, số liệu trên Hình 7 được thể hiện với thang logarithm và hai đường hồi qui tuyến tính được thể hiện cho hai khoảng Ra từ [104 – 106] (đường liền) và [106 – 107] (đường đứt). Đường hồi qui trong khoảng số Ra =[106 – 107] có độ dốc thấp hơn. Nói cách khác, xu hướng tăng của số Re giảm đột ngột khi số Ra tăng từ 106 đến 107,

tương ứng với trường hợp xảy ra hiện tượng tách dòng ở đầu ống khói nhiệt. Xu hướng này giống với kết quả của Khanal và Lei [2].

Hình 6. Phân bố nhiệt độ bên trong ống khói nhiệt cho trường

hợp H/b=7,5 và số Ra thay đổi

Hình 7. Số Re của dòng khí trong ống khói nhiệt cho trường

hợp H/b=7,5 và số Ra thay đổi

3.3. Ảnh hưởng của tỉ lệ H/b khi số Ra không đổi Để khảo sát ảnh hưởng của tỉ lệ H/b, chúng tôi giữ số

Ra cố định bằng 107 và thay đổi tỉ lệ H/b từ 6,5 đến 12,0. Hình 8 thể hiện vùng tách dòng ở đầu ống khói nhiệt trong khi Hình 9 cho thấy sự thay đổi của số Re.

Kết quả trên Hình 8 cho thấy vùng tách dòng xuất hiện với tỉ lệ H/b nhỏ hơn 10 và nằm về phía bên phải ở đầu ra ống khói nhiệt, tương tự như trên Hình 5. Vùng tách dòng nhỏ dần khi tỉ lệ H/b tăng. Hiện tượng tách dòng không xảy ra khi tỉ lệ H/b ≥11.

Hình 8. Vùng tách dòng ở đầu ống khói nhiệt với Ra=107 khi tỉ

lệ H/b thay đổi Hình 9 cho thấy sự thay đổi của số Reynolds,

Re=Uob/ν, của dòng khí lưu thông qua ống khói nhiệt cho

0 0.2 0.4 0.6 0.8 10.4

0.5

0.6

0.7

0.8

0.9

1

1.1

x/b

heta

Aung et al: Expt.Aung et al: Sim.CFD, 80x800CFD, 40x400CFD, 20x200T

x/H

x/H


hai trường hợp: 1) Có hiện tượng tách dòng ở đầu ống khói nhiệt khi tỉ số H/b<10 và 2) Không có vùng tách dòng hay vùng tách dòng không đáng kể khi tỉ số H/b≥10.

Các số liệu của hai trường hợp được xấp xỉ bằng hai đường hồi qui tuyến tính. Kết quả trên Hình 9 cho thấy đường hồi qui tuyến tính của trường hợp không có hiện tượng tách dòng nằm phía trên đường hồi qui tuyến tính trong trường hợp có tách dòng. Như vậy, trong trường hợp này, hiện tượng tách dòng cũng làm giảm lưu lượng khí qua ống khói nhiệt so với khi không có hiện tượng đó.

Hình 9. Sự thay đổi của số Re của dòng khí qua ống khói nhiệt

với Ra=107 và tỉ lệ H/b thay đổi. : cho trường hợp có vùng tách dòng. : cho trường hợp không có vùng tách dòng

Hình 10. Tỉ lệ H/b để không xảy ra hiện tượng tách dòng

theo số Ra Kết quả trên Hình 7 và Hình 9 đều cho thấy lưu lượng

(số Re) của dòng khí lưu thông qua ống khói nhiệt có xu hướng giảm so với khi không có hiện tượng tách dòng. Hiện tượng tách dòng xảy ra khi số Ra đủ lớn cho một tỉ số H/b (Hình 6) hay khi tỉ lệ H/b đủ nhỏ cho một số Ra (Hình 8). 3.4. Tỉ lệ H/b theo số Ra để không xảy ra hiện tượng tách dòng

Hình 10 cho thấy tỉ lệ H/b nhỏ nhất (H/b|tới hạn) ở một số Ra mà hiện tượng tách dòng không xảy ra. Tỉ lệ này tăng theo số Ra và có thể được xấp xỉ bằng hàm mũ:

H/b|tới hạn = 0,224 Ra0,2415 (12) Công thức (12) có thể được dùng để tham khảo khi tính

toán thiết kế ống khói nhiệt cho một công trình để không

xảy ra hiện tượng tách dòng ở đầu ống khói nhiệt khi số Ra thiết kế trong khoảng từ 104 đến 108. Chiều cao H của ống khói nhiệt thường được lựa chọn cho phù hợp với kích thước công trình. Theo điều kiện thời tiết thiết kế, cường độ bức xạ mặt trời mà ống khói nhiệt nhận được (qs) và tính chất không khí (k, , , ) được biết. Khi đó, số Ra được tính từ công thức (11) và bề dày tối đa của ống khói nhiệt b có thể được tìm từ công thức (12).

4. Kết luận Chúng tôi đã sử dụng mô hình tính toán số dựa trên

phương pháp Lattice Boltzmann Method để mô phỏng hiện tượng tách dòng ở đầu ra của ống khói nhiệt thẳng đứng. Kết quả cho thấy hiện tượng tách dòng có xu hướng làm giảm lưu lượng khí sinh ra do hiệu ứng nhiệt mà ống khói nhiệt tạo được. Việc xuất hiện vùng tách dòng ở đầu ra của ống khói nhiệt phụ thuộc vào tỉ lệ chiều cao và chiều rộng ống khói nhiệt, hay tỉ lệ H/b, và cường độ phát nhiệt trên bề mặt hấp thụ nhiệt, hay số Ra với xu hướng: việc tăng tỉ lệ H/b hay giảm số Ra trong khi giá trị còn lại không đổi sẽ giúp tránh được hiện tượng tách dòng. Mô hình tính toán số cũng đã giúp tìm ra tỉ lệ H/b nhỏ nhất ở một giá trị số Ra để hiện tượng tách dòng không xảy ra.

Lời cảm ơn Nghiên cứu này được tài trợ bởi Trường ĐH Bách Khoa

– ĐHQG Tp. HCM, mã số đề tài T-KTXD-2016-86.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Z.D. Chen, P. Bandopadhayay, J. Halldorsson, C. Byrjalen, P.

Heiselberg, và Y. Li, “An experimental investigation of a solar chimney model with uniform wall heat flux”, Building and Environment, Elsevier, 38, 2003, 893-906.

[2] R. Khanal và C. Lei, “Flow reversal effects on buoyancy induced air flow in a solar chimney”, Solar Energy, Elsevier, 86, 2012, 2783-2794.

[3] Nguyễn Quốc Ý, “Mô phỏng số đặc tính lưu lượng của ống khói nhiệt loại nghiêng”, Tạp chí KHCN ĐH Đà Nẵng, số 5 (102), 2016, 137-141.

[4] https://www.bca.gov.sg/zeb/daylightsystems.html [5] W. Aung, L.S. Fletcher, và V. Sernas, “Developing laminar free

convection between vertical flat plates with asymmetric heating”, International Journal of Heat Transfer, 15, 1972, 2293-2308.

[6] A.A. Mohamad, “Lattice Boltzmann Method: Fundamentals and Engineering Applications with Computer Codes”, Springer, 2011.

[7] Q. Zou và X. He, “On pressure and velocity boundary conditions for the lattice Boltzmann BGK model”, Physics of Fluids, 9, 1997, 1591-1598.

[8] A.A. Mohamad và A. Kuzmin, “A critical evaluation of force term in lattice Boltzmann method, natural convection problem”, Internationa Journal of Heat and Mass Transfer, 53, 2010, 990-996.

[9] A.A. Mohamad, M. El-Ganaoui, và R. Bennacer, “Lattice Boltzmann Simulation of natural convection in an open ended cavity”, International Journal of Thermal Sciences, 48, 2009, 1870-1875.


y = 0.224x0.2415 R² = 0.99891

0

5

10

15

20

25

1.E+03 1.E+04 1.E+05 1.E+06 1.E+07 1.E+08 1.E+09

H/b

Ra


NGHIÊN CỨU SỬ DỤNG LOÀI BÈO TẤM (Lemna minor L., 1753) LÀM SINH VẬT GIÁM SÁT Ô NHIỄM NƯỚC THẢI DỆT NHUỘM

STUDYING THE USE OF DUCKWEEK (Lemna minor L., 1753) AS A MONITORING ORGANISM TO TEXTILE EFFLUENT POLLUTION

Nguyễn Văn Khánh, Nguyễn Bảo Ngọc, Nguyễn Thị Phương Trường Đại học Sư phạm, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Bài báo trình bày kết quả thử nghiệm độc tính mãn tínhcủa nước thải dệt nhuộm đã qua xử lý của công ty Dệt may 29/3Đà Nẵng đối với Bèo tấm (Lemna minor L., 1753) theo quy trìnhOECD (Organization for Economic Co-operation andDevelopment). Kết quả nghiên cứu xác định được điều kiện môitrường và thời gian khử trùng tối ưu nhất khi nuôi cấy Bèo tấm làNaOCl 0,05% trong thời gian 20 giây. Xác định được EC50 củaBèo tấm là 52,23% theo biến số lượng lá và 46,21% theo biến diệntích mặt lá, tương ứng với giá trị EC50 đối với Cr (VI) là 2,2 mg/Ltheo biến số lượng lá và 0,9 mg/L theo biến diện tích mặt lá và đềucao hơn so với QCVN 13-MT:2015/BTNMT. Điều này cho thấynước thải đã qua xử lý vẫn còn tiềm ẩn những rủi ro rất lớn về độchọc sinh thái. Nghiên cứu này mở ra khả năng sử dụng loài Bèotấm để giám sát độc học sinh thái đối với chất lượng nước thải tạiViệt Nam.

Abstract - This report illustrates the results of chronic toxicity experiment of 29/3 Da Nang Textile company’s textile effluent on duckweed (Lemna minor L., 1753) according to OECD guideline (Organization for Economic Co-operation and Development). The study determines environmental condition in cultivating duckweed is NaOCl 0,05% and time of sterilization process is 20 sec. The study has already defined EC50 = 52.23% according to frond number variable and 46.21% according to the total frond area corresponding to EC50 values for Cr (VI) according to frond number and total frond area is 2.2 mg/L and 0.9 mg/ L, respectively,which are higher than the QCVN 13-MT: 2015 / BTNMT. This research shows that in the treated textile wastewater , there still remain huge potential risks for ecological toxicology. This research will shed the light on the ability of using duckweed species to monitor eco-toxicity for the quality of wastewater in Vietnam.

Từ khóa - bèo tấm; độc tính mãn tính; độc học sinh thái; nước thảidệt nhuộm; sự khử trùng

Key words - duckweed, chronic toxicity, ecological toxicity, textile effluent, sterilization


Việc sử dụng sinh vật chỉ thị môi trường (bioindicator) để giám sát, cảnh báo sớm ô nhiễm hiện nay đang được nghiên cứu và áp dụng để bổ sung cho các phương pháp hóa lý. Giám sát sinh học có khả năng cảnh báo ô nhiễm thông qua những biểu hiện bất thường trong quá trình phát triển của của các loài sinh vật cảnh báo ở các ngưỡng nồng độ mà các phương pháp hóa lý khó có thể xác định được [9], [15]. Các nhóm sinh vật chính đã được sử dụng làm sinh vật chỉ thị bao gồm vi khuẩn, nấm, động vật nguyên sinh, tảo, thực vật bậc cao, động vật không xương sống cỡ lớn và cá [2].

Bèo tấm (Lemna minor L., 1753) là một trong số các thực vật thủy sinh được sử dụng nhiều trong giám sát môi trường nước. Trên thế giới đã có nhiều nghiên cứu sử dụng Bèo tấm để đánh giá các tác động của nhiều chất khác nhau lên loài này, chẳng hạn như một số kim loại nặng: Zn, Cu, Cd, Ni, hay các hóa chất như Potassium dichromate (K2Cr2O7); 3,5dichlorophenol (C6H4Cl2O), thuốc trừ sâu... [5], [10]. Đồng thời cũng có nhiều nghiên cứu ứng dụng Bèo tấm trong giám sát chất lượng nguồn nước mặt như nghiên cứu của Croatia sử dụng Bèo tấm (Lemna minor) trong giám sát nước mặt tại sông Sava [14]. Các nước châu Á như Thái Lan cũng đã nghiên cứu thử nghiệm trên loài Bèo tấm (Lemna perpusilla Torr.) giám sát ô nhiễm đối với thuốc trừ sâu [12]. Tổ chức OECD đã ban hành quy chuẩn về thử nghiệm độc học sinh thái bằng Bèo tấm và được sử dụng rộng rãi tại các nước Cộng đồng châu Âu [13].

Ở Việt Nam, Bèo tấm đã được sử dụng trong xử lý ô nhiễm môi trường nước, chủ yếu hấp thụ các chất ô nhiễm vào bên trong rễ và được ứng dụng trong xử lý nguồn nước bị ô nhiễm Nitơ, Phốt pho [16]. Tuy nhiên, việc nghiên cứu,

sử dụng Bèo tấm làm sinh vật giám sát, cảnh báo sớm ô nhiễm nguồn nước vẫn còn rất mới mẻ ở nước ta. Từ những vấn đề trên, chúng tôi thực hiện “Nghiên cứu sử dụng loài Bèo tấm (Lemna minor L., 1753) làm sinh vật giám sát nước thải dệt nhuộm”. Kết quả nghiên cứu giúp mở ra việc sử dụng Bèo tấm làm sinh vật cảnh báo giám sát một số loại nước thải công nghiệp tại Việt Nam.

2. Đối tượng và phương pháp 2.1. Đối tượng

Bèo tấm (Lemna minor L., 1753) thuộc họ Araceaeđược thu mẫu từ các ao, hồ tự nhiên trên địa bàn thành phố Đà Nẵng.

Hình 1. Bèo tấm (Lemna minor L., 1753)

2.2. Phương pháp 2.2.1. Phương pháp phân lập, khử trùng và nuôi cấy

Phương pháp phân lập, khử trùng và nuôi cấy Bèo tấm được thực hiện theo phương pháp của David W. Bowker và cs. [4].

Những cây Bèo tấm với phiến lá xanh, khỏe mạnh được lựa chọn đem vào trong phòng thí nghiệm, khử trùng sơ bộ

122 Nguyễn Văn Khánh, Nguyễn Bảo Ngọc, Nguyễn Thị Phương

bằng cách rửa sạch với nước cất nhiều lần nhằm loại bỏ những mảnh vụn vô cơ, hữu cơ và các động vật không xương sống. Xử lý được thực hiện trong tủ cấy với các chất khử trùng nồng độ khác nhau gồm NaOCl 0,5%, NaOCl 0,05% và Ca(OCl)2 0,5% ở các khoảng thời gian 20, 40, 60 giây. Sau đó mẫu được rửa sạch bằng nước cất vô trùng 3 lần để loại bỏ dung dịch Clo dư trước khi chuyển vào bình đựng môi trường nuôi cấy SIS, pH = 6,5±0,2 (OECD, 2006) [13]. Việc thay thế môi trường nuôi cấy mới được thực hiện thường xuyên sau 7 ngày nuôi cấy [6].

Mẫu Bèo tấm sau 7 ngày nuôi cấy ổn định tại nhiệt độ 25±2oC, ánh sáng huỳnh quang trắng 4500-6500 lux [14], theo dõi và đánh giá ảnh hưởng của chất khử trùng lên khả năng sinh trưởng và phát triển của Bèo tấm (Lemna minor L., 1753) thông qua các chỉ tiêu: tỉ lệ mẫu nhiễm, tỉ lệ mẫu chết và tốc độ tăng trưởng trung bình theo số lượng lá. 2.2.2. Phương pháp thí nghiệm

Thiết kế thí nghiệm theo kiểu ngẫu nhiên hoàn toàn CRD (Completely Randomised Design). Tiến hành quy trình thí nghiệm và đánh giá khả năng chỉ thị thông qua các chỉ số sinh trưởng và phát triển của Bèo tấm theo Hướng dẫn của OECD (Organization for Economic Co-operation and Development), 2006. Tiến hành thí nghiệm tĩnh nuôi Bèo tấm trong môi trường nước thải dệt nhuộm trong thời gian 7 ngày (168 h) ở các nồng độ pha loãng: 10%, 20%, 30%, 40%, 50%, 60%, 70%, 80%, 90% và 100% nước thải kèm theo mẫu đối chứng (nuôi trong môi trường SIS ở cùng điều kiện nhiệt độ, ánh sáng...). 2.2.3. Phương pháp xử lý số liệu

So sánh các giá trị trung bình bằng phân tích phương sai (ANOVA) và kiểm tra Tukey’s với α = 0,05 và phân tích tương quan hồi quy trên phần mềm SPSS. Tính phần trăm ức chế tốc độ tăng trưởng trên phần mềm MS Excel.

Tốc độ tăng trưởng trung bình (Average specific growth rate) [13] μ − = ( ) − ( )( à )

μ − : tốc độ tăng trưởng trung bình từ thời gian i tới j Nj: số lượng lá, diện tích lá (đo bằng phần mềm

medeaLAB Count & ClassifyVersion 6.7) ở chậu thử nghiệm (hoặc chậu đối chứng) lúc kết thúc thí nghiệm;

Ni: số lượng lá (diện tích mặt lá) ở chậu thử nghiệm hoặc chậu đối chứng) lúc bắt đầu thí nghiệm;

t: thời gian 7 ngày (168h). Phần trăm ức chế tốc độ tăng trưởng (Percent inhibition

of growth rate) [13] % = μ − μμ ∗ % : phần trăm ức chế tốc độ tăng trưởng đối với số lượng lá và diện tích mặt lá; μ : tốc độ tăng trưởng TB đối với số lượng lá và diện tích mặt lá của chậu đối chứng; μ : tốc độ tăng trưởng TB đối với số lượng lá và diện tích mặt lá của chậu thử nghiệm.

Nồng độ ức chế sinh trưởng 50% (EC50 – 50% Effective Concentration) [13]

Dựa vào phần trăm ức chế tốc độ tăng trưởng để lập phương trình logarit về mối quan hệ giữa nồng độ nước thải và phần trăm ức chế tốc độ tăng trưởng, từ phương trình đó tính ra EC50 (Effective concentration 50% - nồng độ gây ức chế sinh trưởng 50% ở sinh vật).

3. Kết quả và thảo luận 3.1. Ảnh hưởng của nồng độ chất và thời gian khử trùng

Sự thành công hay thất bại của quy trình nuôi cấy phụ thuộc vào việc khử trùng. Một hóa chất được lựa chọn cho quá trình vô trùng mẫu cấy phải đảm bảo 2 thuộc tính: có khả năng diệt vi sinh vật tốt và không hoặc có mức độ độc thấp đối với mẫu thực vật. Trong các loại hóa chất thì Ca(OCl)2 (Calcium hypochlorite) và NaOCl (Sodium hypochlorite) thường được sử dụng vì chúng có mức độ độc tính thấp đối với mẫu, không có biểu hiện ức chế sinh trưởng [1], [4], [6].

Bảng 1. Số lượng lá trong thời gian nuôi cấy 7 ngày

Thời gian khử trùng

(giây) Ca(OCl)2 0,5% NaOCl 0,5% NaOCl 0,05%

Bắt đầu Kết thúc Bắt đầu Kết thúc Bắt đầu Kết thúc

20 (n=10) 16±2,62 32,8±8,18a 15,2±2,66 18,8±2,3a 15,4±2,07 48,9±9,93a

40 (n=10) 15,9±2,81 31,5±5,58a 15,3±2,5 14,8±3,16b 15,6±2,22 47,5±7,55a

60 (n=10) 16,2±2,86 19,6±3,69b 16,7±2,58 15,2±2,86b 15,8±2,35 23,3±5,98b

Ghi chú: Các giá trị trung bình có cùng ký tự a, b, c không khác nhau có ý nghĩa (α=0,05)

Kết quả ở Bảng 1 khảo sát số lượng lá của Bèo tấm trong thời gian nuôi cấy7 ngày khi sử dụng 3 chất khử trùng khác nhau: NaOCl 0,5%, NaOCl 0,05% và Ca(OCl)20,5%, với các khoảng thời gian khác nhau cho thấy có sự tăng trưởng về số lượng lá từ lúc kết thúc so với khi bắt đầu nuôi cấy. Số lượng lá trung bình khi bắt đầu thử nghiệm không có sự khác nhau có ý nghĩa ở mức α=0,05. Kết thúc thử

nghiệm, đối với các chất khử trùng và thời gian nuôi cấy khác nhau thì sự tăng trưởng số lượng lá là khác nhau: Đối với Ca(OCl)2 0,5% khi khử trùng trong thời gian 60 giây có sự khác nhau có ý nghĩa (α=0,05) so với các thời gian khử trùng khác, xử lý bằng NaOCl 0,05% trong thời gian 20-40 giây có sự khác nhau có ý nghĩa (α=0,05) so với các nhóm còn lại. Trong cùng thời gian khử trùng mẫu, số


lượng lá kết thúc thử nghiệm xử lý bằng NaOCl 0,05% có sự khác nhau có ý nghĩa (α=0,05) so với các hóa chất còn lại. Dựa vào Bảng 1 cho thấy, nhóm có tốc độ tăng trưởng trung bình cao nhất là NaOCl 0,05% với thời gian khử trùng 20 giây đạt 0,164±0,022, 40 giây đạt 0,159±0,018, nhóm thấp nhất là chất khử trùng NaOCl 0,5% khi thực hiện với thời gian khử trùng 40s và 60s cho kết quả âm lần lượt -0,006±0,01, -0,014±0,019, lúc này chất khử trùng mạnh đã làm ức chế khả năng sinh trưởng bình thường của mẫu nuôi cấy, tỉ lệ chết trắng lá Bèo tấm cao nhất cũng được ghi nhận tại nồng độ này và thấp nhất tại NaOCl 0,05% với thời gian khử trùng 20 giây.

Do đó, khử trùng Bèo tấm với NaOCl nồng độ 0,05% trong thời gian 20 giây đạt hiệu quả nuôi cấy cao nhất. Theo quy trình phân lập, khử trùng và nuôi cấy của David W. Bowker và cs. NaOCl việc khử trùng đạt hiệu quả cao nhất trong khoảng nồng độ 0,05-5% [4]. Kết quả khử trùng của thử nghiệm tương ứng với kết quả nghiên cứu của Chokchai Kittiwongwattana1 và cs. (2013) thực hiện với

chất khử trùng cùng nồng độ NaOCl 0,05% trong thời gian 30 giây [3]. Bên cạnh đó, nghiên cứu của Jaka Razinger và cs. về phản ứng chống oxi hóa của Bèo tấm (Lemna minor L., 1753) khi phơi nhiễm với Cu [6] trước khi tiến hành thử nghiệm đã khử trùng Bèo tấm ở nồng độ NaOCl 0,01% trong 30 giây. Như vậy, có thể thấy Bèo tấm của Việt Nam có sức chống chịu cao hơn so với Bèo tấm sống trong môi trường của các nước châu Âu. Điều này có thể được giải thích vì các loài sinh vật sống ở vùng nhiệt đới có xu hướng chống chịu tốt hơn so với các loài ôn đới. 3.2. Kết quả thí nghiệm độc học nước thải dệt nhuộm 3.2.1. Kết quả khảo sát các biến số lượng lá và diện tích lá, trọng lượng tươi và trọng lượng khô

Các biến số lượng lá, diện tích mặt lá, trọng lượng tươi và trọng lượng khô được đo ở đầu và cuối thử nghiệm (sau 168 h). Sau đó thống kê, tính giá trị trung bình, phân tích phương sai (ANOVA) và kiểm tra Tukey’s cho kết quả như sau:

(a) (b)

(c) (d) *Ghi chú: Các giá trị trung bình có cùng ký tự a, b, c, d không khác nhau có ý nghĩa (α = 0,05)

Hình 2. Kết quả các biến số lượng lá (a), diện tích mặt lá (b), trọng lượng tươi (c) và trọng lượng khô (d) ở đầu và cuối thử nghiệm với nước thải dệt may đầu ra

Sau thời gian 7 ngày (168 h) thử nghiệm với nước thải

dệt nhuộm đầu ra, kết quả số lượng lá, diện tích mặt lá, trọng lượng khô và trọng lượng tươi đều tăng theo thời gian. Ở các biến số lượng lá, diện tích lá và trọng lượng tươi mẫu đối chứng (0%) có sự khác nhau có ý nghĩa với các nồng độ còn lại. Riêng ở biến trọng lượng khô thì không có sự khác nhau có ý nghĩa (α = 0,05) giữa các nhóm

nồng độ. Nhìn chung, đến khoảng nồng độ 50% nồng độ nước thải bắt đầu có sự suy giảm số lượng lá, diện tích lá, trọng lượng tươi và trong lượng khô, tương ứng dãy nồng độ bắt đầu từ 50 - 100% nước thải, Bèo tấm xuất hiện các dấu hiệu bất thường như là một số lá xuất hiện dấu hiệu hoại tử, các cụm chồi mất độ nổi... Khoảng nồng độ từ 80 – 100% nồng độ nước thải là có sự suy giảm mạnh nhất.

aa a ab cd c

d d d

0

10

20

30

40

50

60

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Số lượn

g lá

TB

(lá)

Nồng độ nước thải (%)

Bắt đầu TNSau 168 h a

abb b c c cd d d d

0

10

20

30

40

50

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Diệ

n tíc

h lá

TB

(dm

2 )


Bắt đầu TNSau 168 h

a

abb b c c cd d d d

0

10

20

30

40

50

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Trọ

ng lư

ợng

tươi

TB

(mg)



00.5

11.5

22.5

3

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Trọ

ng lư

ợng

khô

TB

(mg)



124 Nguyễn Văn Khánh, Nguyễn Bảo Ngọc, Nguyễn Thị Phương

3.2.2. Đánh giá khả năng giám sát ô nhiễm nước thải dệt nhuộm sau khi xử lý

Dựa vào kết quả thống kê trên các biến số lượng lá, diện tích mặt lá, trọng lượng tươi và trọng lượng khô để tính

toán tốc độ tăng trưởng theo các nồng độ của nước thải, từ đó tính toán được phần trăm ức chế tốc độ tăng trưởng và suy ra phương trình tương quan giữa nồng độ nước thải và phần trăm ức chế tốc độ tăng trưởng bằng phần mềm Microsoft Excel.

(a) (b)

(c) (d)

Hình 3. Biểu đồ phần trăm ức chế tốc độ tăng trưởng theo số lượng lá (a), diện tích mặt lá (b), trọng lượng tươi (c), trọng lượng khô (d)

Kết quả ở Hình 3 cho thấy tỉ lệ phần trăm ức chế tăng trưởng theo số lượng lá và diện tích mặt lá tăng theo chiều tăng của nồng độ nước thải, đồng thời ở mỗi nồng độ thì có sự gia tăng phần trăm ức chế tăng trưởng theo thời gian.

Kết quả EC50 (nồng độ phần trăm gây ức chế sinh trưởng 50% sinh vật) tính toán dựa trên phần trăm ức chế tốc độ tăng trưởng của Bèo tấm trong nước thải dệt nhuộm đầu ra dựa trên các biến số lượng lá là 52,2%, diện tích lá là 46,4%, trọng lượng tươi là 55,7% và trọng lượng khô là 49,8%.

Đối chiếu nghiên cứu của Wuncheng Wang trên 1 số loại nước thải sử dụng Bèo tấm để thử nghiệm. Kết quả EC50 của mẫu nước thải được lấy từ một nhà máy xử lý sơ bộ nước thải công nghiệp, nước thải được đánh giá vẫn chứa lượng độc tố đáng kể EC50 nằm trong khoảng 22 - 49% [17], tương ứng với khoảng nồng độ EC50 của nước thải sau xử lý của Công ty Dệt may 29/3.

So sánh với kết quả thử nghiệm của Nabila Khellaf và cộng sự, EC50 tính toán dựa trên biến số lượng lá trên các kim loại Cd (0,64 mg/L); Cu (0,45 mg/L); Ni (1,9 mg/L), Zn (5,5 mg/L) [10]. Một nghiên cứu khác của Wang (1986), kết quả EC50 trên các kim loại Mn (31 mg/L), Ni (0,45 mg/L), Pb (320 mg/L), Zn (10 mg/L) và của Ince (1999) kết quả EC50 Zn (9,6 mg/L) [10]. Tương ứng với nồng độ nước thải trong khoảng 55,7%, theo báo cáo về chất lượng nước thải dệt nhuộm đầu ra thì hàm lượng các kim loại Cd (< 0,001 mg/L), Cu (< 0,01 mg/L), Ni (< 0,1 mg/L), Zn (0,031 mg/L), Pb (< 0,003 mg/L), Mn (< 0,05 mg/L)... là thấp hơn so với thử nghiệm của Nabila Khellaf, Wang và Ince.

Như vậy, có thể thấy khi kiểm tra nước thải bằng các phương pháp hóa lý thì có thể cho kết quả đạt yêu cầu, không gây ra ô nhiễm môi trường theo quy định, tuy nhiên vẫn có khả năng gây ra những rủi ro về mặt sinh học. Ở

y = 22,782 ln(x) - 40,117R² = 0,95

01020304050607080

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Phần

trăm

ức

chế

sinh

trưởn

g (%

)


EC50=52,2%

y = 23,827 ln(x) - 41,437R² = 0,97

01020304050607080

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Phần

trăm

ức

chế

tăng

trưở

ng

(%)


EC50=46,4%

y = 25,607 ln(x) - 52,942R² = 0,93

01020304050607080

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Phần

trăm

ức

chế

tăng

trưở

ng (%

)

Nồng độ chất thải (%)

EC50=55,7%

y = 26,544 ln(x) - 53,729R² = 0,88

0102030405060708090

0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100

Phần

trăm

ức

chế

tăng

trưở

ng (%

)


EC50=49,8%


đây, nước thải dệt nhuộm sau khi xử lý có mức độ nguy hại cao, rủi ro về mặt sinh thái là tương đối cao.

4. Kết luận Đánh giá hiệu quả khử trùng mẫu Bèo tấm trên ba chất

khử trùng với các khoảng thời gian khác nhau cho thấy: chất khử trùng cho hiệu quả tốt nhất là NaOCl 0,05% trong thời gian 20 giây.

Thử nghiệm độc học trên nước thải dệt nhuộm cho thấy mức độ độc hại ở mức trung bình. Bèo tấm vẫn sinh trưởng và phát triển, nhưng phân trăm ức chế sinh trưởng tăng dần theo thời gian cho nên rủi ro về mặt sinh thái vẫn ở mức cao.

Bèo tấm có độ nhạy cảm cao với chất ô nhiễm biểu hiện bằng những thay đổi bất thường trong sự phát triển của chúng mà ta có thể quan sát và tính toán được. Có sự tương quan tốt giữa mức độ ô nhiễm và khả năng phát triển của Bèo tấm. Do đó, chúng ta có thể nghiên cứu để sử dụng chúng làm sinh vật cảnh báo, phát hiện sớm ô nhiễm đối với các loại nước thải công nghiệp, nước rỉ rác... hoặc cũng có thể sử dụng trong giám sát chất lượng nước mặt.

Thí nghiệm trên Bèo tấm cho thấy có sự gia tăng ức chế sinh trưởng theo thời gian, nên có thể đưa ra kết luận rằng các chất ô nhiễm có thể không gây ra những tác động và biểu hiện tức thời (nhiễm độc cấp tính). Tuy nhiên, sau một khoảng thời gian nhất định có thể tiềm ẩn nguy cơ gây ra những ảnh hưởng nghiêm trọng lên đời sống của sinh vật. Như vậy, các thử nghiệm mãn tính trong thời gian kéo dài rất cần thiết trong các thử nghiệm độc học môi trường, giúp phát hiện và đánh giá ô nhiễm một cách hiệu quả.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Agostini G., Echeverrigaray S., 2001. Micropropagation of Cunila

incisa Benth., a potential source of 1,8-cineole. Instituto de Biotecnologia, Universidade de Caxias do Sul, pp. 8-12.

[2] Ayodhya D. Kshirsagar, Use of Algae as a Bioindicator to Determine Water Quality of River Mula from Pune City, Maharashtra (India), Universal Journal of Environmental Research and Technology, Volume 3, Issue 1: 79-85.

[3] Chokchai Kittiwongwattana1and Supachai Vuttipongchaikij, 2013. Effects of nutrient media on vegetative growth of Lemna minor and Landoltia punctata during in vitro and ex vitro cultivation. Science of technology, Department of Applied Biology, Thailand, 7(01), pp. 60-69.

[4] David W. Bowker, Anthony N. Duffield and Patrick Denny, 1980. Methods for the isolation, sterilization and cultivation of Lemnaceae. Freshwater Biology 10, pp. 385-388.

[5] Environment Canada, 2013. Biological test method: Test for measuring the Inhibition of Growth using the the freshwater Macrophyte, Lemna minor. Canada, pp 1-62.

[6] Jaka Razinger, Marina Dermastia, Luka Drinovec, Damjana Drobne, Alexis Zrimec1 and Jasna Dolenc Koce, 2007. Antioxidative Responses of Duckweed (Lemna minor L., 1753) to Short-Term Copper Exposure. Environmental Science Pollution Restoration, University of Ljubljana, Slovenia, 14(3), pp. 195-199.

[7] Matthias Eberius, 2011. Observation Parameters of the Duckweed Growth Inhibition Test Frond number - Total Frond Area - Dry weight. LemnaTec GmbH, Schumanstrasse 18, 52146 Wurselen, Germany, pp. 243-148.

[8] Maria Gausman, 2006. A comparison of Duckweed and standard Algal phytotoxicity tests as indicators of aquatic toxicology. Published on Miami University, pp. 15-18.

[9] McGeoch, M.A. (1998): The selection, testing & application of terrestrial insects as bioindicators. Biol. Rev., 73:181-201.

[10] Nabila Khellaf , Mostefa Zerdaoui , Olivier Faure , Jean Claude Leclerc, 2011. Tolerance to Heavy metals in the duckweed, Lemna minor. Université Jean Monnet, Saint-étienne, France, pp. 23-34.

[11] Nabila Khellaf, M. Zerdaoui, 2009. Growth response of the duckweed Lemna minor to heavy mental pollution. Journal of Environmental Health Science & Engineering 2009, 6(3), pp. 161-166.

[12] On-Anong Phewnil, Nipon Tungkananurak, Supamard Panichsakpatan, Bongotrat Pitiyont, Phytotoxicity of Atrazine Herbicide to Fresh Water Macrophyte Duckweed (Lemna perpusilla Torr.) in Thailand, pp, 45-49.

[13] Organization for Economic Cooperation and Development, 2006. OECD guidelines for the testing of chemicals: Lemna sp. Growth Inhibition Test, pp. 7-11.

[14] Sandra Radić Brkanac1 , Draženka Stipaničev2 , Siniša Širac2 , Katarina Glavaš1 , Branka Pevalek-Kozlina, 2010. Biomonitoring Of Surface Waters Using Duckweed (Lemna minor L., 1753). Facullty of Science, University of Zagreb, 2 Croatian Waters, Zagreb, Croatia, pp. 23-28.

[15] Shahabuddin, (2003): The Use of Insect as Forest health Bioindicator.http://www.iptek.net.id/ind/?ch=jsti&id=128.Bioindicator2_files (dk.03th February, 2007).

[16] Trần Thị Lam Khoa, Trần Thị Bé Gấm, Nguyễn Tấn Duy (2013), Nghiên cứu khả năng xử lý nước thải ao nuôi cá tra thâm canh bằng các loại thực vật thượng đẳng thủy sinh sống trôi nổi, Đề tài nghiên cứu khoa học tham gia giải thưởng “Tài năng khoa học trẻ Việt Nam 2013".

[17] Wuncheng Wang, 1989. Toxicity Assessment of the Aquatic enviroment using phytoassay methods. Water Quality Section Illinois State Water Survey Box 697 Peoria, IL 61652, pp. 76.


126 Trần Mạnh Lục

NGHIÊN CỨU ỨNG DỤNG POLYME SIÊU HẤP PHỤ NƯỚC LÀM CHẤT GIỮ ẨM TRÊN MẪU ĐẤT XÃ HÒA TIẾN, HUYỆN HÒA VANG, TP ĐÀ NẴNG A STUDY OF APPLYING WATER SUPER ABSORBENT POLYMERS TO MOISTURIZE

SAND-SOIL IN HOATIEN COMMUNE, HOAVANG DISTRICT, DANANG CITY

Trần Mạnh Lục Trường Đại học Sư phạm, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Polyme siêu hấp thụ nước (WSAP) được tổng hợpbằng phản ứng đồng trùng hợp ghép axit acrylic lên tinh bột sắnvà tạo liên kết ngang bằng epiclohydrin có độ hấp phụ nước bãohòa bằng 352 lần so với trọng lượng của mẫu khô. Đặc tính hóalý của tinh bột sắn và của vật liệu WSAP được đánh giá qua ảnhSEM và phổ IR. Vật liệu WSAP đã được nghiên cứu thử nghiệmlàm chất giữ ẩm trên mẫu đất thôn Cấm Nê, xã Hòa Tiến, huyệnHòa Vang, thành phố Đà Nẵng. Kết quả nghiên cứu cho thấy việcsử dụng vật liệu WSAP có tác dụng làm tăng đáng kể độ ẩm củađất. Khi sử dụng WSAP làm chất giữ ẩm cho lớp đất canh tác vớitỷ lệ 1 g WASP cho 1,5 kg đất, sau 5 ngày độ ẩm của lớp đất ởđộ sâu 10 – 20 cm vẫn được duy trì ở mức 10 – 12 %.

Abstract - Water super absorbent polymers (WSAP) are prepared by grafting acrylic acid on cassava starch them crosslinking it with epiclohydrin. The result is that the product has water absorbing capacity 352 times higher compared with the original amount. The physiochemical features of the cassava starch and water superabsorbent polymers are evaluated by image SEM and spectrum IR. The water super absorbent polymer material is applied to the samples of sand soil found in Hoatien commune, Hoavang district, Danang city. The results show the use of WSAP can increase the soil’s moisture significantly. This moisture absorbing substance can be used for agriculture at the depth of 10-20 cm from the surface, with the amount 1g WSAP for 1.5 kg of sand soil. After 5 days, the moisture still remains at 10-12%.

Từ khóa - Tinh bột sắn; polyme siêu hấp phụ nước; Hòa Tiến;Hòa Vang; Đà Nẵng.

Key words - Cassava starch; water super absorbent polymers; Hoatien; Hoavang; Danang.


Việc nghiên cứu, sản xuất, ứng dụng các vật liệu giữ ẩm tự phân hủy trên cơ sở phối kết hợp các polymer thiên nhiên như tinh bột, cenlulose với các vinyl monome tổng hợp như polyacrylic, polyacrylamitvà sự kết hợp giữa vật liệu giữ ẩm tự phân hủy với các loại phân bón đã và đang nhận được sự quan tâm đặc biệt của các nhà khoa học.

Polyme siêu hấp thụ nước (WSAP - water superabsorbent polymers) là một loại chất giữ ẩm phổ biến hiện nay. Vật liệu WSAP được sử dụng nhiều trong nông nghiệp để giữ ẩm và cải tạo đất, vận chuyển cây trồng đi xa, kết hợp với phân bón và phụ gia để canh tác trong chậu. Với khả năng giữ được một lượng nước lớn, hút và nhả nước nhiều lần, WSAP có ý nghĩa quan trọng trong việc đẩy mạnh phát triển sản xuất nông nghiệp, chống hạn cho cây trồng, giữ ổn định sinh thái đất và đối phó với biến đổi khí hậu.

Không chỉ có khả năng hấp thụ nước rất mạnh, WSAP còn hấp thụ được nước muối sinh lý, nước tiểu, máu và các loại dung dịch khác nên được sử dụng trong nhiều lĩnh vực như sản phẩm chăm sóc vệ sinh, phụ gia chống thấm trong xây dựng, nước hoa khô, đệm chống thấm, tác nhân làm đặc [2, 7].

Vật liệu WSAP có thể được tổng hợp từ tinh bột sắn dựa trên phản ứng đồng trùng hợp ghép với các vinyl monome như axit acrylic, acrylamit, acrylonitryl. Tác nhân khơi mào tạo gốc tự do cho phản ứng thường làamonipersunfat, điazoaminobenzen, tetraetylchì, hệ Fenton hay chiếu xạ. Tác nhân khâu mạch có thể dùng nhiệt, epiclohydrin hay formandehyt [1, 4, 8, 9].

2. Phương pháp tiến hành 2.1. Nguyên liệu đầu 2.1.1. Mẫu đất dùng trong nghiên cứu

Mẫu đất dùng trong nghiên cứu được lấy tại thôn Cấm Nê, xã Hòa Tiến, huyện Hòa Vang, thành phố Đà Nẵng là loại đặc trưng cho các mẫu đất cát nghèo mùn của vùng đất Quảng Nam – Đà Nẵng. Mẫu sau khi xử lý sơ bộ bằng cách rây để loại bỏ các tạp chất thô như lá, rễ cây, sạn thìđể khô tự nhiên, trộn đều, đóng gói 10 kg trong các bao polyetylen và bảo quản nơi râm mát ở nhiệt độ phòng.

Xác định độ ẩm của đất: Độ ẩm của các mẫu đất nghiên cứu được xác đinh dựa vào sự giảm khối lượng trước và sau khi nung ở 1050C đến khối lượng không đổi.

Xác định độ chua của đất: Cân 10 g đất cho vào cốc 100 ml, thêm vào 50 ml nước cất, khuấy trong 30 phút. Sau đó, để lắng 30 phút rồi đem đo pH của dịch lắng bằng pH meter.

Xác định hàm lượng cát: Cân 10 g đất cho vào bát sứ, nung ở nhiệt độ 7000C để đốt cháy hết các chất hữu cơ. Mẫu sau khi để nguội đem hòa vào nước cất, lắng gạn và lặp lại cho đến khi nước gạn trong hoàn toàn. Để khô rồi sấy ở 1050C đến khối lượng không đổi. Hàm lượng cát được tính theo công thức:

Hàm lượng cát (%) = 1000

×mm

Trong đó: m0: khối lượng đất ban đầu, m: khối lượng cát còn lại

Xác định hàm lượng chất hữu cơ: Hàm lượng chất hữu cơ trong đất được xác định theo phương pháp Tiurin [3]. 2.1.2. Tổng hợp vật liệu siêu hấp phụ nước (WSAP)

Tinh bột sắn lấy từ nhà máy tinh bột sắn Hương An, Quế Sơn, Quảng Nam có các đặc tính hóa lí sau: Độ ẩm: max 12,5%; Hàm lượng tinh bột: 96%; pH:6,8 – 7; Hàm lượng SO2: max 130ppm; Tạp chất – xơ: 0,05%; Hàm


lượng kim loại nặng: không có; Tro: max 0,15%; Protein: max 0,25%.

Axit acrylic (Merck), Epiclohydrin (TQ), Amonifersunfat (TQ), NaOH (TQ).

Vật liệu polyme siêu hấp phụ nước được tổng hợp theo sơ đồ của hình 1.

Hình 1. Sơ đồ tổng hợp vật liệu WSAP

Đặc tính của nguyên liệu tinh bột sắn và WSAP được đánh giá qua độ hấp phụ nước, ảnh SEM, phổ IR.

Ảnh SEM được chụp trên máy JSM 6409-JEOL-Japan.

Phổ IR được ghi trên máy GX-PerkinElmer-USA trong vùng 450-4000 cm-1 sử dụng kỹ thuật ép viên KBr .

Độ hấp thụ nước bão hòa của vật liệu WSAP được xác định bằng cách: lấy 1,0 g vật liệu cho vào cốc chứa 500 ml nước cất, để yên trong 24 giờ, sau đó gạn, làm ráo nước trên giấy lọc và cân. 2.2. Nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng giữ ẩm trong đất của WSAP 2.2.1. Nghiên cứu ảnh hưởng của độ sâu lớp đất đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian khi có mặt vật liệu WSAP

Trộn đều hỗn hợp gồm 10 kg mẫu đất + vật liệu WSAP (có khối lượng thay đổi cho mỗi lần là: 0,0 g và 5,0 g) + thể tích nước tưới 1000 ml. Tiến hành thí nghiệm trên chậu nhựa có đường kính mặt trên 6 cm, chiều cao 20 cm, dưới đáy mỗi chậu có lót một lớp giấy lọc (mỗi chậu có 1,5 kg mẫu). Xác định độ ẩm các mẫu tại các thời điểm 0; 1; 2; 3; 4; 5 ngày ở các độ sâu 2 cm (lớp bề mặt); 10 cm (lớp giữa) và 20 cm (lớp đáy). 2.2.2. Nghiên cứu ảnh hưởng của lượng vật liệu WSAP đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian.

Trộn đều hỗn hợp gồm 10 kg đất + WSAP (khối lượng thay đổi cho mỗi lần là: 0,0 g; 2,5 g; 5,0 g; 7,5 g; 10,0 g) + thể tích nước tưới 1000 ml. Tiến hành thí nghiệm trên chậu nhựa loại A (mỗi chậu có 2 kg đất lần lượt chứa 0,0 g; 0,5 g; 1,0 g; 1,5 g; 2,0 g WSAP và 250 ml nước). Xác định độ ẩm của các mẫu tại các thời điểm 0; 1; 2; 3; 4; 5 ngày ở các độ sâu 2,0 cm; 6,0 cm và 12,0 cm. 2.2.3. Nghiên cứu ảnh hưởng của thể tích nước tưới đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian khi có mặt WSAP

Trộn đều hỗn hợp gồm 10 kg mẫu đất + 5,0 g WSAP + thể tích nước tưới (thay đổi lần lượt là: 750 ml, 1000 ml, 1000 ml, 1500 ml, 1750 ml) cho mỗi dãy thí nghiệm. Tiến hành thí nghiệm trên chậu nhựa loại A (mỗi chậu có 2 kg đất + 1,0 g WSAP + và thể tích nước tưới thay đổi lần lượt là: 150 ml, 200 ml, 250 ml, 300 ml, 350 ml). Xác định độ ẩm các mẫu tại các thời điểm 0; 1; 2; 3; 4; 5 ngày ở các độ sâu 2,0 cm; 6,0 cm và 12,0 cm.

3. Kết quả và thảo luận 3.1. Kết quả xác định chỉ số vật lý của mẫu đất cát vùng Cấm Nê, Hòa Tiến, Hòa Vang, Đà Nẵng

Độ chua: pH =6,7 Hàm lượng hữu cơ trong đất≈ 0,724 (%).

Hàm lượng cát (%) = 100200

3,197× = 96,65%.

Kết luận:Mẫu đất lấy tại thôn Cấm Nê, xã Hòa Tiến, huyện Hòa Vang, thành phố Đà Nẵng chứa chủ yếu là cát, có tính hơi axit và thuộc nhóm đất nghèo mùn. 3.2. Kết quả tổng hợp WSAP và đặc tính hóa lý của vật liệu tổng hợp.

Ảnh SEM và phổ IR của tinh bột sắn được thể hiện trên hình 2, 3.

Hình 2. Ảnh SEM của mẫu tinh bột sắn Hương An, Quế Sơn,

Quảng Nam

Hỗn hợp 3

Epiclohydri

Tỉ lệ 45mg Epi/5g tinh bột

Sản ẩ

Khuấy đều, phản ứng thêm 60’ cũng ở 80oC

Sản hẩ

Rửa bằng etanol nhiều lần cho đến khi hết nước Sấy khô ở 80oC đến khối lượng không đổi

Hỗn hợp 2

NaOH

Tỉ lệ NaOH/(NH4)2S2O8

= 5/2

Khuấy đều, phản ứng thêm 20’

Hỗn hợp 1

(NH4)2S2O8 + Axit acrylic

Tỉ lệ tinh bột/AA 2

(NH4)2S2O8=8% AA về khối lượng

Khuấy đềuở 80oC; Phản ứng 40’

Tinh bột sắn + H2O

Tinh bột đã hồ hóa

t0C= 70oC

Tỉ lệ R/L=5/30

Khuấy đều

Giữ80oC


Hình 3. Phổ IR của mẫu tinh bột sắn Hương An, Quế Sơn, Quảng Nam.

Vật liệu WSAP đã được tổng hợp từ tinh bột sắn theo sơ đồ 1. Sản phẩm thu được có độ hấp thụ nước bão hòa là 352 gam nước/1 gam WSAP (hình 4)

Hình 4. Mẫu vật liệu WSAP đã hấp phụ bão hòa nước. Ảnh SEM và phổ IR của mẫu WSAP được thể hiện

trên các hình 5, 6. Trên các ảnh SEM, tinh bột sắn ban đầu thể hiện là

một hệ dị thể với những hạt riêng lẻ, dạng cầu với kích thước nằm trong khoảng 2÷10 μm, còn sản phẩm WSAP dạng khối đồng thể bởi cấu trúc hạt của tinh bột đã bị phá vỡ trong các quá trình hồ hóa, đồng trùng hợp ghép với axit acrylic và tạo liên kết ngang với epiclohydrin [6, 8, 9].

Hình 5. Ảnh SEM của WSAP

Hình 6. Phổ IR của WSAP Trên phổ hồng ngoại, các pic đặc trưng của đơn vị cấu

trúc -1,4 glucozit trong mạch polysaccarit được bảo toàn. Tuy nhiên, pic đặc trưng cho dao động hóa trị của O-H liên kết hydro là 3359,35 cm-1 trong tinh bột chuyển dịch thành 3444,38 cm-1 trong WSAP và độ rộng hẹp đi đáng kể. Việc xuất hiện trên phổ IR của WSAP một dải hấp phụ từ 1640-1733 cm-1 là tín hiệu của nhóm C=O trong axit acrylic đã được ghép lên tinh bột. Tương tự pic 1646,60 cm-1 thành vùng 1629,35- 1733,39cm-1 và còn sự thay đổi các pic trong vùng 1032,40-1155 cm-1 (dao động hóa trị C-O) thể hiện quá trình thay đổỉ cấu trúc từ trạng thái vô định hìnhcủa tinh bột ban đầu sang trạng thái gắn kết của WSAP [5]. 3.3. Kết quả nghiên cứu các yếu tố ảnh hưởng đến khả năng giữ ẩm đất của WSAP trên mẫu đất cát thôn Cấm Nê, xã Hòa Tiến, huyện Hòa Vang, thành phố Đà Nẵng 3.3.1. Ảnh hưởng của độ sâu lớp đất đến đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian trong trường hợp có và không có WSAP

Kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của độ sâu lớp đất đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian ở các độ sâu 2,0 cm; 10,0 cm và 20,0 cm khi không có mặt WSAP được trình bày trên hình 7 và khi có mặt WSAP được trình bày trên hình 8.

Hình 7. Ảnh hưởng của độ sâu lớp đất đến đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian khi không có WSAP

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0 1 2 3 4 5 6

Bề mặt½ chậuĐáy chậu

Độ ẩm

còn

lại của

đất

(%)

Thời gian (ngày)


Hình 8. Ảnh hưởng của độ sâu lớp đất đến đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian khi cómặt WSAP

Khi không sử dụng WSAP, độ ẩm của đất ở cả lớp bề mặt, lớp giữa và đáy chậu đều giảm dần theo thời gian với mức độ tương tự nhau, trong đó độ ẩm giảm nhiều nhất ở lớp bề mặt và giảm ít nhất là lớp đáy chậu. Kết quả độ ẩm thay đổi gần như tuyến tính với thời gian và độ sâu lớp đất cho thấy ở đây chỉ xảy ra quá trình sự bốc hơi vật lý của nước trong đất. Đối với mẫu có WSAP thì lớp đất ở cách bề mặt từ 10-20 cm gần như không có sự khác biệt về độ ẩm, nó giảm chậm theo thời gian, sau 5 ngày độ ẩm vẫn còn khoảng 12% so với 18% của lúc ban đầu. Điều này có thể lý giải bởi nướcđược giữ lại trong WSAP và chỉ được giải phóng ra từ từ, vì thế mức độ bốc hơi nước sẽ chậm hơn phụ thuộc vào tốc độ giải phóng nước ra khỏi WSAP. Riêng lớp bề mặt (độ sâu 2 cm) thì 2 ngày đầu độ ẩm giảm chậm, nhưng nhanh dần sang những ngày tiếp theo có lẽ do ở lớp bề mặt, vật liệu SAP khi nhả nước đồng thời liên kết các hạt đất tạo ra các kết cấu co cụm, vón cục, làm tăng khoảng hở dẫn đến kết quả nước ở phần này thoát dễ hơn. 3.3.2. Ảnh hưởng của lượng WSAPđến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian.

Kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của lượng WSAP đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian ở các độ sâu 2,0 cm; 10,0 cm và 20,0 cm được trình bày trên các hình 9, 10, 11.

Hình 9. Ảnh hưởng của lượng WSAP đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian ở độ sâu 2,0 cm

Hình 10. Ảnh hưởng của lượng WSAP đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian ở độ sâu 10,0 cm.

Hình 11. Ảnh hưởng của lượng WSAP đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian ở độ sâu 20,0 cm.

Ở tầng bề mặt (độ sâu 2 cm) việc tăng khối lượng WSAP không những không làm tăng độ ẩm của đất tăng mà ngược lại, nhất là khi lượng WSAP nhiều, nó còn làm giảm độ ẩm của đất do làm tăng khả năng tạo ra các kết cấu co cụm.

Ở độ sâu lớp đất từ 10-20 cm độ ẩm của đất tăng theo sự tăng của lượng WSAP cho vào bởi lượng nước được giữ lại trongWSAP sẽ nhiều hơn. Điều này thích hợp cho việc sử dụng đất trong trồng trọt, canh tác các lại cây lương thực, rau màu vì các rễ các loại cây này khi phát triển tập trung chủ yếu ở vùng cách bề mặt 10 – 20 cm chứ không phải phần sát bề mặt. 3.3.3. Ảnh hưởng của lượng nước tưới đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian khi có mặt WSAP

Kết quả nghiên cứu ảnh hưởng của lượng nước tưới đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian ở các độ sâu 2,0 cm; 10,0 cm và 20,0 cm khi có mặt WSAP được trình bày trên các hình 12, 13, 14.

0

24

6

810

12

14

1618

20

0 1 2 3 4 5 6

Bề mặt

½ chậu

Đáy chậu Độ ẩm

còn

lại của

đất

(%)

Thời gian (ngày)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0 1 2 3 4 5 6

m0 : 0m1 : 0,5m2 : 1m3 : 1,5m4 : 2

Độ ẩm

còn

lại của

đất

(%)

Thời gian (ngày)

0

2

4

6

8

10

12

14

16

18

0 1 2 3 4 5 6

m0 : 0m1 : 0,5m2 : 1m3 : 1,5m4 : 2

Thời gian (ngày)

Độ ẩm

còn

lại của

đất

(%)

02468

1012

141618

0 1 2 3 4 5 6

m0 : 0m1 : 0,5m2 : 1m3 : 1,5m4 : 2

Độ ẩm

còn

lại của

đất

(%)

Thời gian (ngày)


Hình 12. Ảnh hưởng của lượng nước tưới đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian ở độ sâu 2,0 cm khi có mặt WSAP

Hình 13. Ảnh hưởng của lượng nước tưới đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian ở độ sâu 10,0 cm khi có mặt WSAP

Hình 14. Ảnh hưởng của lượng nước tưới đến sự thay đổi độ ẩm mẫu đất theo thời gian ở độ sâu 20,0 cm khi có mặt WSAP Khi tăng thể tích nước tưới thì ngoài việc làm tăng

lượng nước có trong đất, nó còn có tác dụng làm WSAP

trương mạnh, nước được giữ lại nhiều dẫn đến độ ẩm còn lại của đất cao hơn. Sự khác biệt nhất vẫn thể hiện ở lớp cách bề mặt 2 cm, còn ở độ sâu 10 – 20 cm độ ẩm của đất giảm dần theo thời gian và theo sự giảm của lượng nước cho vào.

4. Kết luậnĐã tổng hợp được vật liệu polyme siêu hấp phụ nước

(WSAP) từ tinh bột sắn bằng phản ứng đồng trùng ghép với axit acrylic, khơi mào bằng amoni persunfat, khâu mạch bằng epiclohydrin. Vật liệu tổng hợp được có độ hấp thụ nước bão hòa là 352 gam nước/1 gam vật liệu khô. Các đặc tính hóa lý của tinh bột sắn và của vật liệu WSAP được đánh giá qua ảnh SEM và phổ IR. Vật liệu WSAP đã được nghiên cứu thử nghiệm làm chất giữ ẩm trên mẫu đất thôn Cấm Nê, xã Hòa Tiến, huyện Hòa Vang, thành phố Đà Nẵng. Kết quả nghiên cứu cho thấy việc sử dụng vật liệu WSAP có tác dụng làm tăng đáng kể độ ẩm của đất. Khi sử dụng WSAP làm chất giữ ẩm cho lớp đất canh tác với tỷ lệ 1 g WASP cho 1,5 kg đất, sau 5 ngày độ ẩm của lớp đất ở độ sâu 10 – 20 cm vẫn được duy trì ở mức 10 – 12 %.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Nguyễn Thanh Tùng, Nguyễn Văn Khôi, Nguyễn Trung Đức, Đỗ

Công Hoan. Tổng hợp polyme siêu hấp phụ nước trên cơ sở một số copolyme ghép tinh bột, Tạp chí Hóa học, 49(2), 177-180 (2011).

[2] Trần Thị Như Mai, Nguyễn Thị Hồng Hạnh. Tổng hợp vật liệu polyme trương nở từ axit acrylic-khả năng trao đổi nước và vi lượng, Tạp chí Hóa học và ứng dụng, 7(91), 41-44 (2009).

[3] Lê Văn Khoa. Phương pháp phân tích đất, nước, phân bón và cây trồng. NXB Giáo dục (2001).

[4] Yang Mingcheng. Radiation synthesis and characteration of polyacrylic acid hydrogels, Nuclear Science and techniques, 18(2),82-85 (2007).

[5] Kizil R., Irudayaraj J., Seetharaman K. Characterization of irradiated starches by using FT-Raman and FTIR spectroscopy. J Agric Food Chem 50(3): 3912-3918 (2002).

[6] Jose mina, Alex valadez-gonzalez, Pedro Herreza-Franko, Fabio Zuluaga, Silvio Delvasto. Physicochemical characterization of natural and acetylated thermoplastic cassava sarch, Dyna rev.fac.nac.minas,78(166) (2011).

[7] Enas M. Ahmed. Hydrogel: Preparation, characterization, and applications: A review, Journal of Advanced Research,6(2), 105-121 (2015).

[8] Seung Hyun Koo, Kwang Yeon Lee and Hyeon Gyu Lee, 2010. Effect of cross - linking on the physcochemical and physiological properties of corn starch. Food Hydrocolloid. 24: 619 – 625.

[9] Woo. K. S. and P. A. Seib, 2002. Cross - linked resistant starch: Preparation and properties. Cereal Chemistry. 79: 819 - 825.


0

4

8

12

16

20

24

0 1 2 3 4 5 6

V1 = 100 ml

V2 = 150 ml

V3 = 200 ml

V4 = 250 ml

V5 = 300 ml

Độ ẩm

còn

lại của

đất

(%)

Thời gian (ngày)

0

4

8

12

16

20

24

0 1 2 3 4 5 6

V1 = 100mlV2 = 150mlV3 = 200mlV4 = 250mlV5 = 300ml

Thời gian (ngày)

Độ ẩm

còn

lại của

đất

(%)

0

4

8

12

16

20

24

0 1 2 3 4 5 6

V1 = 100mlV2 = 150mlV3 = 200mlV4 = 250mlV5 = 300ml

Độ ẩm

còn

lại của

đất

(%)

Thời gian (ngày)


THÀNH PHẦN LOÀI VÀ MẬT ĐỘ CỦA CHI PROTOPERIDINIUM (DINOFLAGELLATE) Ở VÙNG BIỂN CÔN ĐẢO, BÀ RỊA - VŨNG TÀU SPECIES COMPOSITION AND ABUNDANCE OF GENUS PROTOPERIDINIUM (DINOFLAGELLATE) IN CON DAO COASTAL WATERS, BA RIA - VUNG TAU

Nguyễn Lương Tùng1, Phan Tấn Lượm2, Nguyễn Thị Tường Vi3 1Trường Đại học Sài Gòn; [email protected]

2Viện Hải dương học Nha Trang; [email protected] 3Trường Đại học Sư phạm, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Tổng số 32 taxa của chi Protoperidiniumđã được ghinhận trong vùng biển Côn Đảo từ hai đợt khảo sát cách nhau 10năm (6/2016 và 7/2006). Các loài Protoperidinium phổ biến nhất làP. oceanicum var. tenellum, P. steinii, P. sphaeroides và P.quarioblongum. Các loài phân bố toàn cầu bao gồm:Protoperidinium excentricum, P. depressum, P. conicum, P. leonis,P. quarnerense, P. steinii, P. crassipes, P. divergens, và P.pellucidum. Có sự khác biệt lớn về thành phần loài giữa hai đợtkhảo sát (hệ số giống nhau Sorensen = 0,61). Mật độ tế bào chiProtoperidinium luôn cao ở tất cả các trạm trong tháng 7/2006,nhưng lại thấp trong tháng 6/2016 và sự tương quan với nhiệt độvà độ muối không rõ ràng. Tuy nhiên, có sự tương quan nghịch vớinồng độ chlorophyll-a (r= -0,03<0,05) ở một số trạm trong tháng6/2016.

Abstract - A total of 32 taxa of Protoperidinium were recorded in Con Dao from two surveys 10 years apart (June 2016 and July 2006. Protoperidinium oceanicum var. tenellum, P. steinii, P. sphaeroides, and P. quarioblongum were found more frequently than the others. Species that were distributed worldwide included Protoperidinium excentricum, P. depressum, P. conicum, P. leonis, P. quarnerense, P. steinii, P. crassipes; P. divergens, and P. pellucidum were also reported. There was strong positive correlation in species distribution between the two surveys (Sorensen similarity index = 0.61). Protoperidinium showed high cell densities in July 2006 and lower ones in June 2016 at moststations where the correlation between temperature and salinity was not clear. However, it showed negative correlation with chlorophyll-a (r= -0.03<0.05) at some stations in June 2016.

Từ khóa - Protoperidinium; Côn Đảo; mật độ; thành phần loài; thựcvật phù du.

Key words - Protoperidinium; Con Dao; abundance; species composition; phytoplankton.

1. Đặt vấn đềChi Tảo Hai roi Protoperidinium Bergh (1881) đa

phần gồm các loài sống dị dưỡng (Olseng và cs. 2002) và có mặt hầu hết trong tất cả các vùng biển (Balech 1988). Các loài Protoperidinium là thành phần quan trọng trong lưới thức ăn của sinh vật phù du biển, chúng có khả năng tiêu thụ con mồi có kích thước lớn hơn rất nhiều nên có thể cạnh tranh thức ăn với các động vật phù du khác (Kjæret và cs. 2000).

Cho đến nay, có rất ít những nghiên cứu về chi Protoperidinium ở vùng biển Việt Nam nói chung và vùng biển Côn Đảo nói riêng. Có thể kể đến một số nghiên cứu của Chu Văn Thuộc và cs. (1997), Hồ Văn Thệ và Nguyễn Ngọc Lâm (2009), Tôn Thất Pháp và cs. (2009), gần đây nhất là của Phan Tấn Lượm và cs. (2016a, b, c). Tuy nhiên, các công trình trên chưa đề cập đến mật độ tế bào Protoperidinium cũng như mối tương quan giữa mật độ của chi này với những nhóm thực vật phù du (TVPD) tự dưỡng thông qua quan hệ con mồi - vật ăn mồi và với điều kiện môi trường sống. Chỉ riêng luận án tiến sĩ của Phan Tấn Lượm (2016) có đánh giá về mối tương quan giữa mật độ tế bào chi Protoperidinium với một số yếu tố môi trường theo thời gian.

Do đó, việc nghiên cứu thành phần loài và mật độ tế bào của chi Protoperidinium trong mối quan hệ với các chi/nhóm TVPD khác và với một số yếu tố môi trường sống là rất cần thiết. Kết quả của nghiên cứu sẽ góp phần bổ sung cho danh sách thành phần loài tảo dị dưỡng Protoperidinium vùng biển Côn Đảo, làm tiền đề cho các nghiên cứu tiếp theo về khả năng truyền tải độc tố thông qua chuỗi, lưới thức ăn. Bên cạnh đó, kết quả của nghiên

cứu còn góp phần cảnh báo cộng đồng ven đảo về nguy cơ tiềm ẩn trong việc tiêu thụ sản phẩm thủy sản có khả năng bị nhiễm độc tố.

2. Vật liệu và phương pháp nghiên cứu2.1. Khu vực nghiên cứu và điểm thu mẫu

Quần đảo Côn Đảo thuộc huyện Côn Đảo, tỉnh Bà Rịa-Vũng Tàu bao gồm 14 đảo lớn nhỏ nằm ở vùng biển Đông có vị trí tọa độ 08o37’- 08o48’ vĩ độ Bắc và 106o32’-106o45’ kinh độ Đông, nằm trong vùng biển tương đối xa đất liền, hầu như không chịu ảnh hưởng của nước ngọt và trầm tích từ lục địa. Ngoài ra, vị trí của Côn Đảo cũng thuận lợi cho sự giao lưu với các vùng biển khác ở Biển Đông do sự thay đổi của dòng chảy theo chế độ gió mùa (Võ Sĩ Tuấn và cs. 2005).

Mẫu định tính (6 mẫu) và định lượng (6 mẫu) TVPD được thu tại 6 trạm (CĐ1-6) ở vùng biển Côn Đảo trong 1 đợt vào ngày 23 - 24/6/2016. Ngoài ra, tác giả còn sử dụng một phần số liệu hải dương học và bộ mẫu (6 mẫu định tính và 6 mẫu định lượng) cũng được thu ở 6 trạm cùng tọa độ vào ngày 7/7/2006 của đề tài “Đa dạng sinh vật phù du liên quan đến tình trạng rạn san hô” – Mã số 56RF1 (2006) thông qua sự đồng ý của chủ nhiệm đề tài – PGS.TS Đoàn Như Hải. Sơ đồ vị trí thu mẫu và tọa độ địa lý của các trạm được mô tả trong Hình 1 và Bảng 1.

Ở mỗi trạm thu mẫu trong khu vực khảo sát, nhiệt độ, độ muối và sắc tố quang hợp được đo trực tiếp ở hiện trường bằng thiết bị chuyên dụng CTD Seabird 19Plus (USA) với độ phân giải 0,16 - 0,25m để xem xét sự thay đổi của một số đặc điểm về hải dương học ở vùng nghiên cứu sau 10 năm.

132 Nguyễn Lương Tùng, Phan Tấn Lượm, Nguyễn Thị Tường Vi

Hình 1. Sơ đồ vị trí trạm khảo sát tại vùng biển Côn Đảo Bảng 1. Tọa độ các trạm thu mẫu trong 2 chuyến khảo sát

7/2006 và 6/2016

Tên trạm Vĩ độ Kinh độ

CĐ 1 8°41'10.01"N 106°37'26.05"E

CĐ 2 8°44'17.56"N 106°35'17.30"E

CĐ 3 8°44'28.47"N 106°35'24.65"E CĐ 4 8°42'60.18"N 106°39'39.06"E

CĐ 5 8°42'17.83"N 106°39'59.16"E

CĐ 6 8°40'42.59"N 106°41'90.41"E

2.2. Phương pháp thu và phân tích mẫu 2.2.1. Thu thập mẫu vật

Mẫu định tính được thu bằng lưới có dạng hình chóp, đường kính mắt lưới 20µm, lưới được kéo từ gần đáy lên mặt nước, các mẫu sẽ được cố định ngay bằng dung dịch formol 4%.

Mẫu định lượng được thu bằng chai Niskin có thể tích 5 lít, dung dịch Lugol trung tính được dùng để cố định mẫu. Mẫu được bảo quản trong điều kiện tối và mát cho đến khi được phân tích ở phòng thí nghiệm. 2.2.2. Phân tích mẫu vật

Mẫu nước được lắng qua 2 giai đoạn, mỗi giai đoạn khoảng 48 giờ trong các ống đong hình trụ 1 lít, nước phần trên được loại bỏ dần và giữ lại phần nước chứa mẫu bên dưới với thể tích khoảng 10 mL, sau đó thêm dung dịch Calcofluor White (0,5 mg/mL). Mật độ tế bào tảo được xác định theo phương pháp của UNESCO (1978). Sử dụng buồng đếm Sedgewick-Rafter có thể tích 1 ml và kính huỳnh quang đảo ngược Leica-DMIL để đếm tế bào.

Các mẫu TVPD khác được và quan sát dưới kính hiển vi quang học thấu kính phản pha (LEICA-DMLB) ở các độ phóng đại khác nhau.

Các loài TVPD được định loại dựa trên cơ sở so sánh hình thái học với các tài liệu định loại chủ yếu của Abé (1981), Tomas (1997), Larsen & Nguyen-Ngoc (2004), Schiller (1937), Balech (1988) và Hoppenrath và cs. (2009). 2.2.3. Tổng hợp và phân tích số liệu

Phần mềm Microsoft Excel 2016 được dùng để tính toán các số liệu thống kê đơn giản, vẽ các đồ thị và tính hệ

số tương quan (correlation - r) giữa mật độ tế bào và các yếu tố theo công thức:

r = ∑ ∑ ∑∑ (∑ ) ∑ (∑ )Chỉ số giống nhau Sorensen (S) được dùng để so sánh

mức độ giống nhau về thành phần loài Protoperidinium

giữa các vùng nghiên cứu, công thức: 2cS

a b=

+ Trong đó:

- a là tổng số loài gặp ở vùng A; - b là tổng số loài gặp ở vùng B; - c là tổng số loài chung gặp ở cả vùng A và B. Chỉ số S càng tiến gần đến 1 nghĩa là thành phần loài của hai vùng nghiên cứu càng giống nhau.

3. Kết quả nghiên cứu và bàn luận

3.1. Kết quả nghiên cứu

3.1.1. Thành phần loài chi Protoperidinium Từ kết quả phân tích 12 mẫu TVPD đã xác định được

32 taxa thuộc chi Protoperidinium trong 2 chuyến khảo sát cách nhau 10 năm ở vùng biển Côn Đảo (Bảng 2). Nhìn chung, có sự khác biệt ở mức tương đối về thành phần loài thông qua kết quả phân tích hệ số giống nhau Sorensen (S= 0,61), nghĩa là qua 2 đợt khảo sát cách nhau 10 năm, thành phần loài Protoperidinium ở vùng biển Côn Đảo giống nhau 61%. Số taxa của Protoperidinium xác định được trong tháng 7/2006 đa dạng hơn tháng 6/2016 lần lượt tương ứng với 26 và 20 taxa, trong đó có 14 taxa xuất hiện ở cả hai đợt khảo sát (Bảng 2).

Phần lớn các loài tảo dị dưỡng Protoperidinium ăn mồi có tính chọn lọc nên sự xuất hiện của nhiều loài phụ thuộc vào sự có mặt của con mồi ưa thích của chúng (TVPD tự dưỡng khác), ít chịu ảnh hưởng trực tiếp bởi các thành phần dinh dưỡng vô cơ. Mặt khác, các loài tảo Protoperidinium còn có khả năng di chuyển linh hoạt trong cột nước nhờ các roi bơi nên thành phần loài của chúng thay đổi ở 2 đợt thu mẫu là có cơ sở. Mặc dù là đảo xa bờ, nhưng thành phần loài Protoperidinium ở Côn Đảo cũng rất đa dạng và tương đồng với một số khu vực ven bờ biển Việt Nam và một số đảo khác như: Phú Quốc, Thổ Chu và Cù Lao Chàm (Chu Văn Thuộc và cs. 1997; Tôn Thất Pháp và cs. 2009; Phan Tấn Lượm 2016).

Các loài thường gặp nhất trong chi Protoperidinium ở vùng biển Côn Đảo bao gồm: P. oceanicum var. tenellum, P. steinii, P. sphaeroides và P. quarioblongum.

Các loài có phân bố trên toàn cầu bao gồm: Protoperidinium excentricum, P. depressum, P. conicum, P. leonis, P. quarnerense, P. steinii, P. crassipes, P. divergens, và P. pellucidum.

Chỉ có 1 loài có khả năng gây ngộ độc độc tố AZP là Protoperidinium crassipes được ghi nhận trong vùng biển Côn Đảo, nhưng mật độ tế bào chưa đủ để nở hoa hoặc gây hại cho các sinh vật cũng như con người trong vùng nghiên cứu. Tuy nhiên, sự xuất hiện của loài P. crassipes cũng cho thấy sự tiềm ẩn nguy cơ gây ngộ độc của loài này khi mật độ của chúng tăng đột biến.


Bảng 2. Danh mục thành phần loài chi Protoperidinium Bergh 1881 ở vùng biển Côn Đảo

STT Tên loài Tổng 7/2006

Tổng 6/2016

Số loài chung

1 Protoperidinium achromaticum +

2 Protoperidinium acutipes + + +

3 Protoperidinium brochii + + +

4 Protoperidinium conicum +

5 Protoperidinium conicum f. asamushii +

6 Protoperidinium crassipes + + +

7 Protoperidinium curtipes f. asymmetricum + + +

8 Protoperidinium depressum +

9 Protoperidinium depressum var. claudicanoides + + +

10 Protoperidinium divergens +

11 Protoperidinium excentricum +

12 Protoperidinium expanxum +

13 Protoperidinium humile +

14 Protoperidinium inclinatum +

15 Protoperidinium leonis +

16 Protoperidinium majus + + +

17 Protoperidinium nipponicum +

18 Protoperidinium nudum +

19 Protoperidinium nux +

20 Protoperidinium oceanicum var. tenellum + + +

21 Protoperidinium ovum + + +

22 Protoperidinium pellucidum +

23 Protoperidinium quarioblongum + + +

24 Protoperidinium quarnerense + + +

25 Protoperidinium rhombiforme +

26 Protoperidinium schilleri +

27 Protoperidinium sphaeroides + + +

28 Protoperidinium steinii + + +

29 Protoperidinium symmetricum + + +

30 Protoperidinium thulesense +

31 Protoperidinium tohrui +

32 Protoperidinium yonedai + + +

Tổng số taxa 26 20 14

3.1.2. Biến động mật độ của chi Protoperidinium trong mối tương quan với các yếu tố khác

a. Tương quan giữa mật độ tế bào chiProtoperidinium với chi tảo khác

Mật độ tế bào chi Protoperidinium hầu như chiếm tỉ lệ cao nhất ở tất cả các trạm trong tháng 7/2006, nhưng lại rất thấp trong tháng 6/2016, trong khi đó chi tảo tự dưỡng

Ceratium lại chiếm tỉ lệ rất cao (Hình 2a) ở tất cả các trạm. Mật độ tế bào chi Protoperidinium ở trạm CĐ3 và CĐ4 luôn duy trì ở mức cao so với các trạm còn lại trong cả 2 đợt khảo sát.

b. Tương quan giữa mật độ tế bào chiProtoperidinium với một số yếu tố môi trường

Mật độ tế bào Protoperidinium trong năm 2006 cao hơn

134 Nguyễn Lương Tùng, Phan Tấn Lượm, Nguyễn Thị Tường Vi

nhiều so với cùng giai đoạn trong năm 2016, tại các trạm CĐ3 và CĐ4 đều có mật độ tương đối cao và ổn định ở cả 2 đợt, trong khi ở trạm CĐ2 và CĐ6 trong 2016 chưa phát hiện tế bào Protoperidinium trong mẫu nước (Hình 2b-d).

Kết quả phân tích sự tương quan (Bảng 3) cho thấy hệ số tương quanrgiữa các yếu tố so với mật độ đều lớn hơn 0,05, có nghĩa là sự biến động mật độ tế bào của Protoperidinium hầu như không thể hiện sự tương quan với

các yếu tố nhiệt độ, độ muối trong cả 2 đợt khảo sát và với hàm lượng Chl-a trong tháng 6/2016, nhưng có sự tương quan nghịch giữa hàm lượng Chl-a với mật độ tế bào Protoperidinium ở các trạm nghiên cứu trong tháng 6/2016 (r= -0,03<0,05) (Bảng 3). Tuy nhiên, các loài tảo Protoperidinium lại không tiêu thụ các loài tảo tự dưỡng có kích thước nhỏ (picoplankton) đóng góp phần lớn trong hàm lượng Chl-a (Kjæret và cs. 2000).

Hình 2a-d. Biến động mật độ tế bào chi Protoperidinium trong mối tương quan với các chi tảo khác (a) và các yếu tố môi trường (b-d) trong 2 đợt thu mẫu 7/2006 và 6/2016

Bảng 3. Phân tích tương quan giữa mật độ tế bào chi Protoperidinium với từng yếu tố môi trường

Tháng 7/2006 Tháng 6/2016

Mật độ Nhiệt độ Độ muối Mật độ Nhiệt độ Độ muối

Nhiệt độ -0.75 -0.26

Độ muối 0.86 -0.93 0.34 -0.92

Chl-a 0.78 -0.96 0.85 -0.03 -0.40 0.07

3.2. Bàn luận Tổng số 32 taxa thuộc chi Protoperidinium được ghi

nhận ở vùng biển Côn Đảo trong 2 đợt nghiên cứu nhiều hơn đáng kể khi so sánh với kết quả nghiên cứu ở các đảo phía Nam Việt Nam của Hồ Văn Thệ và Nguyễn Ngọc Lâm (2009). Các tác giả chỉ ghi nhận ở khu vực Cù Lao Cau 5 taxa, Cù Lao Chàm và Côn Đảo 4 taxa Protoperidinium; hai đảo trong vùng biển Tây Nam Bộ là Thổ Chu và Phú Quốc cũng rất đa dạng, lần lượt tương ứng với 30 và 31 taxa Protoperidinium (Phan Tấn Lượm 2016). Tuy nhiên, rất khó có thể đánh giá được độ đa dạng về thành loài Protoperidinium giữa các vùng biển vì trước đây, chi này chưa được quan tâm nghiên cứu nhiều ở Việt Nam. Mật độ tế bào Protoperidinium thường chiếm ưu thế và đôi khi chúng quyết định toàn bộ sinh vật lượng trong khu vực nghiên cứu. Kết quả này phù hợp với kết quả của Hồ Văn Thệ và Nguyễn Ngọc Lâm (2009). Trong tự nhiên, sự tăng trưởng của TVPD chịu tác động đồng

thời bởi nhiều yếu tố như các muối dinh dưỡng, sự xáo trộn trong cột nước, cường độ ánh sáng, cũng như mối quan hệ với các nhóm sinh vật dị dưỡng ăn TVPD khác. Chi Protoperidinium bao gồm những loài sống dị dưỡng, do đó các muối dinh dưỡng có thể không tác động trực tiếp đến sự sinh trưởng của chi tảo này, nhưng có ảnh hưởng gián tiếp thông qua lưới thức ăn mà chủ yếu là các tảo Silic. Do đó cần có những nghiên cứu tiếp theo trong mối liên hệ với nhiều yếu tố khác để có thể đánh giá và có cái nhìn chung về xu thế biến động về mật độ cũng như đa dạng thành phần loài của chi tảo này trong tương lai.

4. Kết luậnNghiên cứu này đã bổ sung 32 taxa thuộc chi

Protoperidinium vào danh sách thành phần loài cho khu hệ TVPD của Côn Đảo.

Không có sự khác biệt lớn giữa thành phần loài của chi Protoperidinium ở hai thời điểm cách nhau 10 năm trong

ba

c d


vùng biển Côn Đảo. Chưa thấy có sự tương quan giữa các yếu tố nhiệt độ và

độ muối với sự biến động mật độ của chi Protoperidinium ở các trạm qua 2 đợt khảo sát. Tuy nhiên, có sự tương quan nghịch giữa hàm lượng chl-a với mật độ tế bào của chi Protoperidinium ở một số trạm nghiên cứu trong tháng 6/2016.

Chỉ có 1 loài Protoperidinium crassipes có khả năng sản sinh độc tố AZP được ghi nhận, nhưng mật độ rất thấp. Cần có các nghiên cứu sâu hơn về sinh học và sinh thái trên đối tượng này nhằm cảnh báo cộng đồng đề phòng nguy cơ tiềm ẩn ngộ độc khi sử dụng các hải sản từ vùng biển ven bờ Côn Đảo.

TÀI LIỆU THAM KHẢO Tiếng Việt Nam

[1] Đoàn Như Hải và Nguyễn Ngọc Lâm (chủ biên) (2009), Sinh vật phù du vùng rạn san hô Việt Nam, Cù Lao Chàm, Cù Lao Cau và Côn Đảo, Viện Khoa học và Công nghệ Việt Nam, Nxb Khoa học Tự nhiên và Công nghệ, Hà Nội, trang 141-166.

[2] Phan Tấn Lượm (2016), Chi tảo hai roi phù du Protoperidinium Bergh 1881 trong vùng biển Việt Nam, Luận án Tiến sỹ Sinh học, Viện Hải dương học, Viện Hàn lâm Khoa học và Công nghệ Việt Nam, 187 trang.

[3] Phan Tấn Lượm, Nguyễn Ngọc Lâm và Đoàn Như Hải (2016a), “Phân loại học phân chi Archaeperidinium thuộc chi Protoperidinium (Dinophyceae) ở vùng biển Việt Nam”, Tap chí Sinh học38(1): 39-52.

[4] Tôn Thất Pháp, Lương Quang Đốc, Mai Văn Phô, Lê Thị Trễ, Phan Thị Thúy Hằng, Nguyễn Văn Hoàng, Võ Văn Dũng, Hoàng Công Tín, Trương Thị Hiếu Thảo (Tôn Thất Pháp chủ biên, 2009), Vi tảo phù du - Đa dạng sinh học ở phá Tam Giang - Cầu Hai, tỉnh Thừa Thiên Huế, NXB. Đại học Huế, trang 13-109.

[5] Hồ Văn Thệ và Nguyễn Ngọc Lâm (2009), Sinh học tảo Hai roi trong rạn san hô các đảo phía nam, Việt Nam (Tuyển tập nghiên cứu biển), Viện Hải dương học, Viện Khoa học và Công nghệ Việt Nam, Nxb Khoa học và Kỹ thuật, tập XVI: 203-214.

[6] Võ Sĩ Tuấn (chủ biên), Nguyễn Huy Yết và Nguyễn Văn Long (2005), Hệ sinh thái rạn san hô biển Việt Nam, Nxb Khoa học và Kỹ thuật, Chi nhánh thành phố Hồ Chí Minh, 212 trang.

Tiếng nước ngoài [7] Abé T.H. (1981), Studies on the family Peridinea. An unfinished

monograph of the armoured Dinoflagellata, Kyoto univ. Publications of the Seto Marine Biological Laboratory. Special publication series V. 6: 409 pp.

[8] Balech E. (1988), Los dinoflagelados del Atlantico Sudoccidental. Ministerio de Agricultura Pesca y Alimentacion, Instituto Espanol de Oceanografia. Special Publications No 1, Madrid, 310 pp.

[9] Chu Van Thuoc, Seung Heo and Chung II Choi (1997), Phytoplankton in the Surrounding Waters of Cat Ba National Park and Halong Bay, Vietnam, In: Ecosystem and Biodiversity of Cat Ba National and Ha Long Bay, Vietnam, Annals of Nature Conservation, KNCCN, 12: 239-255.

[10] Hoppenrath M., Elbrächter M. and Drebes G. (2009), Marine Phytoplankton. Selected microphytoplankton species from the North Sea around Helgoland and Sylt. Kleine Senckenberg-Reihe 49. E. Schweizerbart’sche Verlagsbuchhandlung (Nägele u. Obermiller), Stuttgart. 264 pp.

[11] Kjæret A.H., Naustvoll L-J. and Paasche E. (2000), Ecology of the heterotrophic dinoflagellate genus Protoperidinium in the inner Oslofjord (Norway). Sarsia 85: 453-460.

[12] Larsen, J. & L. Nguyen-Ngoc (eds) (2004), Potentially toxic microalgae of Vietnamese waters. Opera Botanica, Copenhagen, 140: 216 pp.

[13] Olseng C. D., Naustvoll L. J., Paasche E. (2002), Grazing by the heterotrophic dinoflagellate Protoperidinium steinii on a Ceratium bloom. Marine Ecology Progress Series, 225: 161-167.

[14] Phan-Tan, L., L. Nguyen-Ngoc, H. Doan-Nhu (2016b), Species diversity of sections conica and tabulata in the genus Protoperidinium (Dinophyceae) from tropical waters of the South China Sea. Nova Hedwigia, 103(3-4): 515-545.

[15] Phan-Tan, L., L. Nguyen-Ngoc, H. Doan-Nhu, Robin Raine and Jacob Larsen (2016c), Species diversity of the dinoflagellate genus Protoperidinium section Oceanica (Dinophyceae, Peridiniales) in Vietnamese waters, with description of a new species - P. larsenii sp. nov, Nordic Journal of Botany. DOI: 10.1111/njb.01230. ISSN 0107-055X. (published online: 8/8/ 2016)

[16] Schiller J. (1937), Dinoflagellatae (Peridineae). Teil 2. Akademische Verlagsgesellschaft M.B.H., Leipzig, 590 pp.

[17] Tomas, C.R. (1997), Identifying Marine Phytoplankton, New York: Academic Press. Harcourt Brace & Company, 584 pp.


136 Phạm Thị Kim Thảo, Nguyễn Thị Xuân Thu, Đặng Đức Long

KHẢO SÁT HOẠT TÍNH CHỐNG OXY HÓA VÀ KHÁNG KHUẨN CỦA CAO CHIẾT CỒN LÁ CHÈ DÂY (Ampelopsis cantoniensis) KHU VỰC MIỀN TRUNG

VIỆT NAM A SURVEY OF ANTIOXIDIANT AND ANTIBACTERIA ACTIVITIES OF ALCOHOLIC

EXTRACT OF AMPELOPSIS CANTONIENSIS LEAVES FROM THE CENTRAL REGION,VIET NAM

Phạm Thị Kim Thảo1, Nguyễn Thị Xuân Thu1, Đặng Đức Long2 1Trường Đại học Bách khoa, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

2Viện Nghiên cứu và Đào tạo Việt-Anh, Đại học Đà Nẵng; [email protected]

Tóm tắt - Cây chè dây đã được sử dụng làm nước uống khá phổbiến trong những năm gần đây ở Việt Nam, là loài thực vật hoangdã được sử dụng như một thảo dược để điều trị các bệnh viêmnhiễm như viêm khớp, viêm gan, viêm da, viêm bể thận, viêm dạdày. Trong nghiên cứu này chúng tôi nhận thấy rằng hàm lượngflavonoid toàn phần trong lá chè dây thu hái ở miền Trung(35,5±0,88 %) cao hơn so với mẫu ở SaPa (28,49±0,96 %). Caochiết cồn 70º của lá cây chè dây miền Trung có tác dụng đáng kểtrong hoạt tính kháng oxy hóa và kháng khuẩn. Kết quả đánh giácho thấy cao chiết cồn của chè dây miền Trung có hoạt tính khángoxy hóa cao hơn so với cao chiết cồn của chè dây SaPa và vitaminC (với SC50 lần lượt là 35,8; 44,92; 47,56). Cao chiết cồn của chèdây miền Trung có khả năng kháng khuẩn cao trên 4 chủng vikhuẩn nghiên cứu và thể hiện hoạt tính mạnh nhất ở 2 chủngEscherichia coli và Staphylococcus aureus, cao hơn cao chiếtSaPa và thuốc kháng sinh ampicillin (10mg/ml).

Abstract - Ampelopsis cantoniensis Planch tea is a widely consumed beverage in Vietnam recently. This is a wild plant used as a herb to treat inflammatory diseases such as rheumatic-arthritis, hepatitis, dermatitis, pyelitis, gastritis in Vietnam. In the present study, we have found that total flavonoid content in Ampelopsis cantoniensis leaves fromthe Central region of Vietnam (35,50±0,88 %) is higher than that from Sapa region (28,49±0,96 %). The 70% alcoholic extract of theAmpelopsis cantoniensis leaves, and its main component, possessed significant antioxidant and antimicrobial activities. The results have shown that the alcoholic extract of Ampelopsis cantoniensis leaves from the Central region has higher antioxidant activity than the alcoholic extract of samples from SaPa and vitamin C (with SC50 are 35,81; 44,92; 47,56 respectively). The alcoholic extract of samples from the Central region has high antibacterial activities against the studied bacterial strains and shows the strongest activities against Escherichia coli and Staphylococcus aureus, higher than the alcoholic extract of Sapa samples and antibiotic ampicillin solution (10mg/ml).

Từ khóa - chè dây miền Trung; tính chống oxy hóa; tính khángkhuẩn; flavonoid toàn phần; chống viêm dạ dày

Key words - Ampelopsis cantoniensis; Central region; antioxidant activity; antibacteria activity; total flavonoid, anti-gastritis

1. Đặt vấn đềTrong vòng hai thập kỉ gần đây, xu hướng quay lại sử

dụng các sản phẩm thuốc có nguồn gốc thảo dược để phòng và trị bệnh trở nên phổ biến. Với nền hóa dược phát triển như hiện nay, đi kèm với những thành tựu lớn lao trong chẩn đoán sớm và điều trị ung thư, nhưng cũng tồn tại song song nhiều bất cập, nổi bật là các phản ứng phụ gây ra do các loại thuốc hóa trị, khiến cho mọi người có xu hướng quay lại với các bài thuốc từ nguồn thảo dược thiên nhiên.

Cây chè dây là loại cây xanh quanh năm, có tên khoa học Ampelosis cantoniensis (H. & A.) PL. họ Nho (Vitacae). Chè dây còn được gọi là Thau rả (theo dân tộc Tày) hay Khau rả (theo dân tộc Nùng), phân bố ở nhiều nơi tại Việt Nam: Cao Bằng, Lào Cai, Lạng Sơn, Hải Phòng, Quảng Ninh, Uông Bí, Bắc Thái, Hà Tây, Ninh Bình, vùng núi ở miền Trung...[7] và một số nước như Lào, Trung Quốc, Indonesia ... Chè dây loại dây leo có vị ngọt, đắng, tính mát, được đồng bào dân tộc miền núi sử dụng như một vị thuốc dân gian chữa các bệnh liên quan tới dạ dày như ợ hơi, ợ chua, đau rát thượng vị ... Trên thế giới chưa có nhiều công trình nghiên cứu về đặc điểm sinh hóa, tác dụng dược lý của cây chè dây. Nghiên cứu của nhóm tác giả Xu Zihong cho thấy rằng trong lá của chè dây có flavone (4,73%), protein (9,25 %), rất giàu K, Ca, Fe, Zn và Vitamin E, B1, B2 [8]. Tùy thuộc vào liều lượng dịch chiết chè dây thô đã gây độc và cảm ứng sự chết theo lập trình

của tế bào ung thư bạch cầu [5]. Các kết quả nghiên cứu về chè dây ở Việt Nam cho thấy dịch chiết chè dây có rất nhiều hoạt tính sinh học quý, cao khô chè dây chứa đựng những flavonoid có hoạt tính chống oxy hoá và ức chế sự phát triển của một số chủng vi khuẩn, điều trị có hiệu quả bỏng, điều trị tốt với bệnh nhân loét dạ dày - tá tràng, ức chế sự đột biến gen gây nên bởi một số tác nhân độc hại [3]. Nhóm tác giả Đỗ Thị Hà đã phân lập được myricetin từ lá chè dây Lào Cai và chứng minh được hợp chất thuộc họ flavonoid này tác dụng chống lão hóa gây ra bởi ion kim loại hoặc gốc tự do (AAPH) [2]. Các nghiên cứu chỉ mới thực hiện với chè dây phân bố tại vùng núi phía Bắc, trong khi đó ở vùng núi miền Trung cũng có lượng chè dây phong phú và bắt đầu được sử dụng. Do vậy việc nghiên cứu xác định thành phần hoá học có hoạt tính sinh học của chè dây có ý nghĩa quan trọng cả về mặt khoa học lẫn thực tiễn, góp phần vào hướng nghiên cứu tận dụng những nguồn nguyên liệu sẵn có tại địa phương để tạo ra các sản phẩm thuốc có nguồn gốc từ thảo dược trong điều trị bệnh.

2. Nguyên liệu và phương pháp nghiên cứu2.1. Nguyên liệu

Mẫu được sử dụng là lá chè dây (Ampelopsis cantoniensis) được thu mua trực tiếp tại vườn ở xã Hòa Bắc, huyện Hòa Vang, Tp. Đà Nẵng và huyện Đông Giang, Tỉnh Quảng Nam vào khoảng tháng 8-9/2015, mẫu được


sấy khô ở 50°C, xay thành bột làm nguyên liệu, và mẫu chè dây Sapa mua từ Công ty Thảo dược Thắng Tuấn.

Các chủng vi khuẩn được sử dụng trong thử nghiệm bao gồm vi khuẩn Escherichiacoli, Salmonella typhi, Staphylococcus aureus và Bacillus subtillis do Trung tâm Chất lượng Nông Lâm Thuỷ sản vùng 2 - NAFIQAD - Đà Nẵng cung cấp.

Hóa chất sử dụng trong thí nghiệm gồm: Sắc ký lớp mỏng (SKLM) phân tích: Sử dụng bản mỏng tráng sẵn silica gel Merck 60F254, có độ dày 0,2 mm. Dung môi hữu cơ ethanol, ether dầu hỏa, etyl acetat (China, Merck). Môi trường Luria - Bertani (LB). DPPH (2,2 - Diphenyl - 1 - picrylhydrazyl) (Wako, Japan). Vitamin C (Turkey). Kháng sinh thương mại ampicillin (500 mg) (Mekophar).

2.2. Chuẩn bị mẫu cao chiết cồn từ lá chè dây Bột khô nguyên liệu lá chè dây (2 kg) được chiết với

cồn 70° ở nhiệt độ 55°C (với 2.5Lx 3 lần x 24 tiếng). Tiến hành thu dịch chiết, gộp lại, lọc bỏ bã, sau đó cô quay chân không và sấy ở 50°C, thu được 312 g cao chiết khô tổng (kí hiệu là: mẫu cao chè dây miền Trung: CMT; mẫu cao chè dây Sapa: CSP)

2.3. Phương pháp nghiên cứu 2.3.1. Định tính một số nhóm chất trong lá chè dây bằng phản ứng hóa học [6], [7]

1. Flavonoid: Phản ứng Cyanidin, phản ứng với kiềm, phản ứng với thuốc thử (TT) AlCl3 3%.

2. Tanin: phản ứng với dd FeCl3 5%, phản ứng với gelatin 1%, phản ứng với chì acetat 10%.

3. Alcaloid: Tạo tủa với các thuốc thử (TT): TT Mayer, TT bouchardat, TT Dragendorff.

4. Đường khử tự do: Phản ứng với thuốc thử Fehling. 5. Chất béo: Vết mờ trên giấy lọc. 6. Acid hữu cơ: Phản ứng tạo bọt với Na2CO3 7. Saponin: Phản ứng tạo bọt. 8. Caroten: phản ứng với dung dịch H2SO4 đậm đặc.

2.3.2. Định tính flavonoid toàn phần bằng sắc kí bảng mỏng - Chuẩn bị dịch chấm sắc ký: Lấy 1g cao khô chè dây

đã được loại tạp bằng dung dịch gelatin 1% hòa trong 10mL cồn 90° để chấm sắc ký.

- Dùng bản mỏng Silicagen GF254 (MERCK) đã tráng sẵn và hoạt hóa ở 110°C trong 60 phút.

- Hệ dung môi khai triển: Toluen-Ethyl acetat-Acid formic [5:6:1,5].

- Thuốc thử hiện màu: Thuốc thử H2S04 10%, thuốc thử AlCl3 3% trong cồn, hỗn hợp axit oxalic 10%-boric 10% (5:15) và thuốc thử NH3. 2.3.3. Định lượng flavonoid toàn phần

Cân chính xác 2 g bột lá chè dây đã xác định độ ẩm. Cho vào bình soxhlet, chiết với ether dầu hỏa trên bếp cách thủy trong 2 giờ. Để nguyên liệu ở nhiệt độ phòng cho bay hơi hết dung môi rồi chiết bằng 20 mL cồn 70º trong bình cầu có lắp sinh hàn ngược trong, đun cách thủy sôi. Sau 10 phút rút dịch chiết rồi chiết tiếp bằng những lượng cồn khác đến khi hết flavonoid (thử bằng cách nhỏ vài giọt dịch chiết

lên giấy lọc, để khô rồi đặt lên miệng lọ amoniac đặc không được có màu vàng). Gộp các dịch chiết, cất thu hồi cồn đến khi còn dịch chiết nước (khoảng 30 mL). Để nguội, nhỏ dung dịch gelatin 1 % đến khi không còn tủa trắng. Lắc hỗn hợp dịch chiết và tủa với ethy acetat trong bình gạn tới khi chiết hết flavonoid. Gộp dịch chiết, bốc hơi ethyl acetat tới rắn, sấy ở 100°C đến khối lượng không đổi, đem cân [3].

Y% = a/(A*(100%-X%))*100 Y: Hàm lượng flavonoid toàn phần (%). a: Khối lượng cắn thu được (g). A: Khối lượng dược liệu đem định lượng (g). X: Độ ẩm dược liệu (%).

2.3.4. Xác định khả năng kháng oxy hóa Tiến hành: sàng lọc khả năng bẫy gốc tự do trên phiến

96 giếng. Hoạt tính chống oxy hoá được đánh giá thông qua giá trị hấp phụ ánh sáng của dịch thí nghiệm so với đối chứng khi đọc trên máy Elisa, bước sóng 517nm[1].

Chuẩn bị mẫu thí nghiệm: Tạo dung dịch DPPH gốc: 0,0394 g DPPH hòa tan trong

10 mL ethanol 99,7% được dung dịch gốc DPPH 10 mM. DPPH thí nghiệm: Lấy 1 mL dung dịch DPPH gốc định mức bằng ethanol thành 20 mLdung dịch DPPH 500 µM.

Mẫu đối chứng dương tính 5 mM acscorbic acid. Mẫu thử được pha loãng trong ethanol 99,7 % sao cho

nồng độ cuối cùng đạt được một dãy các nồng độ 100; 50; 25; 10; 5; 2; 1 µM. Để thời gian phản ứng 30 phút ở 37°C trong bóng tối, sau đó đo độ hấp thu quang của các dung dịch ở bước sóng 517 nm. Phần trăm quét gốc tự do (Scavenging effect) DPPH của mẫu thử được tính theo công thức sau:

SC% =[(A_trắng-A_mẫu)/A_trắng]×100 Thí nghiệm được lặp lại ba lần, tính kết quả trung bình.

Lập đồ thị biểu hiện mối tương quan giữa SC và thể tích mẫu thử đã dùng, từ đó tính được giá trị SC50 của mẫu thử. 2.3.5. Xác định hoạt tính kháng khuẩn của cao chiết chè dây bằng phương pháp đo đường kính vòng kháng khuẩn [4]

Chuẩn bị dịch chiết: Cân 0,05 g cao chiết chè dây định mức bằng nước cất thành 5 mL dung dịch cao chiết 0,01 g/mL.

Các chủng vi khuẩn được sử dụng trong thử nghiệm bao gồm: vi khuẩn Gram dương (Staphylococcus aureus và Bacillus cereus); vi khuẩn Gram âm (Escherichia coli và Salmonella typhi).

Các kháng sinh ampicillin được sử dụng như đối chứng dương và được pha thành nồng độ tương tự như cao chiết (0,01g/mL). 2.3.6. Thống kê phân tích số liệu

Mỗi thí nghiệm trung bình được lặp lại 3 lần. Kết quả được xử lý thống kê theo phương pháp phân tích Anova bằng phần mềm Microsoft Excel 2007.

3. Kết quả nghiên cứu 3.1. Chuẩn bị mẫu Các kết quả nghiên cứu trước đây đã chỉ ra rằng các hợp

chất có hoạt tính tốt đều thuộc nhóm chất flavonoid


glycoside, tan tốt trong dung môi phân cực như EtOH, nước, MeOH [2],[6],[8]. Do vậy từ mẫu là chè dây khô, để chuẩn bị mẫu cao chiết chứa thành phần chính là nhóm chất flavonoid, chúng tôi đã sử dụng ethanol 70°để chiết, và thu nhận mẫu cao chiết khô từ lá chè dây miền Trung và Sapa như Hình 1. Mẫu sau đó được bảo quản ở nhiệt độ phòng, và sử dụng cho các nghiên cứu tiếp theo.

Hình 1. Cao chiết chè dây miền Trung (CMT), Sapa (CSP)

3.2. Định tính một số nhóm chất trong lá chè dây bằng phản ứng hóa học

Ngoài thành phần chính là flavonoid glycoside, trong thực vật nói chung còn có chứa rất nhiều thành phần hữu cơ khác có khả năng gây ngộ độc như các nhóm chất alcaloid, saponin,…[6], [7] cũng tan tốt trong dung môi phân cực như ethanol, nước. Thực hiện các phản ứng hóa học khác nhau, định tính các nhóm chất hữu cơ trong lá chè dây, chúng tôi thu được kết quả ở Bảng 1.

Kết quả ở Bảng 1 cho thấy rằng trong lá chè dây thu nhận ở miền Trung và Sapa có chứa flavonoid, tanin, acid hữu cơ, đường khử, và không chứa chất béo, các nhóm chất gây ngộ độc như alcaloid, saponin. Kết quả này phù hợp với nghiên cứu trước đó về thành phần hóa học trong mẫu lá chè dây thu nhận tại Cao Bằng và Sapa [6], [7]. Bảng 1. Kết quả định tính một số nhóm chất hữu cơ trong lá chè

dây bằng phản ứng hóa học

TT Tên nhóm chất Phản ứng

Kết quả Kết luận sơ bộ CD MT CD SP

1 Flavonoid -Phản ứng Cyanidin -Với NH3 -Với AlCl3 3%

++++ ++++ ++++

++++ ++++ ++++

có

2 Alcaloid Tạo tủa với thuốc thử không

-TT Mayer -TT bouchardat -TT Dragendorff

- - -

- - -

3 Saponin Hiện tượng tạo bọt - - không 4 Tanin -Với dd FeCl3 5%

-Với gelatin 1% -Với chì acetat 10%

++++ ++++ ++++

++++ ++++ ++++

có

5 Đường khửtự do

-Với TT Fehling ++ ++ có

6 Acid hữu cơ Tạo bọt với Na2CO3 ++ ++ có 7 Chất béo Vết mờ trên giấy lọc - - không 8 Caroten Với H2SO4 ++ +++ có

3.3. Định tính flavonoid toàn phần bằng sắc ký bảng mỏng

Chúng tôi định tính bằng sắc ký bảng mỏng với 3 chất hiện màu khác nhau đặc trưng cho flavonoid, chúng tôi thu được kết quả Hình 2.

Hình 2. Kết quả định tính flavonoid toàn phần bằng sắc kí bản

mỏng: A. Phun H2SO4; B. Phun AlCl3; C. Phun NH3 Quan sát Hình 2A với chất hiện màu hay sử dụng là

H2SO4 trong cao chiết ở cả 2 mẫu cao chè dây Sapa và cao chè dây miền Trung đều thể hiện 7 vết khác nhau, Hình 2B chỉ thể hiện 3 vết màu vàng đặc trưng khi phun AlCl3, Hình 2C với 3 vệt vàng nâu khi phun NH3. Đánh giá cảm quan thể hiện ở Bảng 2.

Bảng 2. Vị trí của flavonoid trên SKLM của mẫu chè dây miền Trung

Vết

Cao chè dây Sa Pa (CSP) Cao chè dây miền Trung (CMT)

Rf*100 Độ đậm

Màu sắc vết Rf

*100 Độ đậm

Màu sắc vết

Phun H2S04 Phun AlCl3 Phun NH3 Phun H2S04 Phun AlCl3 Phun NH3

V1 7.353 +++ Vàng nâu vàng Nâu nhạt 8,823 +++ Vàng nâu Vàng nhạt Nâu nhạt

V2 9.12 + hồng nhạt --- ---- 19.12 ++ hồng ---- ----

V3 2.05 + Hồng nhạt --- ----- 22.05 ++ Hồng --- ----

V4 36.76 + nâu nhạt Vàng nhạt nâu 47,18 + nâu nhạt Vàng nhạt Nâu

V5 54.41 ++++ vàng Vàng đậm Nâu đậm 55,88 ++++ Vàng sáng Vàng đậm nâu đậm

V6 82.35 ++ Xanh đen ----- ---- 82.35 + xanh nhạt --- ----

V7 94,12 + Xanh nhạt ------ ---- 94,12 ± mờ nhạt -- ----

Phân tích kết quả Bảng 2, thông qua giá trị Rf thể hiện vị trí của chất có trong cao chiết so với dung môi, cho thấy rằng khi hiện màu đặc trưng với AlCl3, NH3 chỉ thể hiện 3 vết tại vị trí V1, V4, V5 tương ứng khi phun H2SO4. Như

vậy khả năng có khoảng 3 hợp chất thuộc nhóm chất flavonoid có trong mẫu cao chè dây miền Trung. Kết quả này phù hợp với kết quả nghiên cứu của tác giả Hồng Vân, tác giả đã phân lập được 3 chất tinh thuộc nhóm chất

CMT CSP


flavonoid từ chè dây Sapa [6]. 3.4. Định lượng flavonoid toàn phần

Kết quả định lượng flavonoid toàn phần bằng phương pháp cân của chè dây được trình bày ở Bảng 3.

Bảng 3. Kết quả định lượng flavonoid toàn phần trong lá chè dây

Mẫu ĐL

Số lần

Khối lượng ĐL (g)

Độ ẩm (%)

Khối lượng cân (g)

Hàm lượng (%)

Hàm lượng TB

(%)

SP

1 2,03 14,56 0,46 26,49

28,49±0,962 2,04 14,84 0,53 30,44

3 2,01 14,76 0,49 28,55

MT

1 2,01 13,67 0,62 35,66

35,50±0.882 2,05 13,45 0,54 34,50

3 2,04 13,58 0,57 36,36

Hàm lượng flavonoid toàn phần trong lá chè dây thu hái ở miền Trung (35,5±0.88%) cùng thời gian cao hơn so với mẫu ở Sapa (28,49±0,96%). Sự khác biệt có thể do điều kiện thổ nhưỡng hoặc có thể do tuổi cây hoàn toàn không giống nhau, thời gian thu hái. Do vậy, qua kết quả thí nghiệm cho thấy chè dây mọc ở miền Trung cũng là một nguồn dược liệu quan trọng cung cấp flavonoid trong điều trị cần được quan tâm nghiên cứu. 3.5. Hoạt tính kháng oxy hóa bằng phương pháp DPPH Bảng 4. Hoạt tính kháng oxy hóa của flavonoid toàn phần trong

các mẫu chè dây

Nồng độ Mẫu Cao

SC %

SC50 (µM) 10

µM/ml 25

µM/ml 50

µM/ml 100

µM/ml

VitaminC* 19,5

±3,48 29,84 ±4,25

55,89 ±4,42

90,59 ±0,87

47,56

Chè SaPa 11,03 ±2,19

26,76 ±2,82

73,05 ±5,25

94,13 ±0,53

44,92

Chè miền Trung

15,09 ±3,82

39,50 ±3,19

85,24 ±2,13

97,48 ±1,27

35,81

* Chất đối chứng dương Kết quả ghi nhận ở Bảng 4 cho thấy cao chè dây miền

Trung thể hiện hoạt tính chống oxy hóa mạnh hơn cao chè dây Sapa, cụ thể chè dây miền Trung (SC50 = 35,81), chè dây SaPa (SC50 = 44,92 µM/mL) và vitamin C (SC50 = 47,56 µM/mL). Với phương pháp bẫy gốc tự do DPPH cho thấy khả năng chống oxy hóa khá mạnh của chè dây miền Trung, mạnh hơn cả chất chuẩn vitamin C. Vì vậy, việc phân lập hợp chất tính khiết từ cao chè miền Trung sẽ mở ra hướng sử dụng loại cây này trong việc tạo ra các sản phẩm chức năng chống lão hóa. 3.6. Xác định hoạt tính kháng khuẩn của chè dây

Qua kết quả khảo sát khả năng kháng khuẩn bằng phương pháp khuếch tán trên đĩa thạch và đo đường kính vùng ức chế được trình bày ở Bảng 5 có thể nhận thấy dịch chiết chè dây có khả năng ức chế được hầu hết các chủng

vi sinh vật kiểm định. Cụ thể là ở cao chè dây miền Trung có khả năng kháng khuẩn mạnh ở tất cả các chủng vi khuẩn Gram âm và vi khuẩn Gram dương, thể hiện hoạt tính kháng khuẩn mạnh hơn so với chè dây Sapa. Riêng đối với 2 chủng vi khuẩn là Escherichia coli và Staphylococcus aureuscó đường kính vòng vô khuẩn cao nhất, cao hơn thuốc kháng sinh chuẩn ampicillin (đường kính vòng vô khuẩn lần lượt là 23 mm và 23,33mm).

Bảng 5. Hoạt tính kháng khuẩn của chè dây

Vi khuẩn Tên

Đường kính vòng vô khuẩn (mm)

Ampicillin CMT CSP

Gram dương

S. aureus 22,67±0,33 23,33±0,33 19,67±0,33

B. cereus 23,00±1,00 21,67±0,33 16,00±1,00

Gram âmE. coli 21,67±0,33 23,00±1,00 20,00±1,00

S. typhi 23,00±1,00 21,67±0,33 16,33±0,33

Trong nghiên cứu này cho thấy hai chủng vi khuẩn khảo sát đều nhạy cảm với cao chiết chè dây. Điều này chứng minh rằng các thảo dược có thể thay thế các kháng sinh thương mại nhưng mức độ an toàn cao hơn.

Hình 3. Đường kính vòng kháng khuẩn của cao chè dây: A. chủng Staphylococcus aureus và B. chủng E.coli; SP: cao chè dây Sapa; Amp: kháng sinh Ampicillin; MT: cao chè dây miền

Trung

4. Kết luận Định lượng flavonoid toàn phần trong lá chè dây thu

hái ở miền Trung (35,5±0,88 %) cao hơn so với mẫu ở Sapa (28,49±0,96 %).

Kết quả thu được cho thấy các mẫu lá chè dây Sapa, chè dây miền Trung đều có hoạt tính chống oxy hóa mạnh thông qua so sánh với chất chuẩn vitamin C. Trong đó chè dây miền Trung (SC50 = 35,81 µM/mL), chè dây Sapa (SC50 = 44,92 µM/mL) và vitamin C (SC50 = 47,56 µM/mL).

Cao chiết cồn chè dây miền Trung, Việt Nam có khả năng kháng khuẩn mạnh ở tất cả các chủng vi khuẩn Gram âm và vi khuẩn Gram dương, thể hiện hoạt tính kháng khuẩn mạnh hơn so với chè dây Sapa. Riêng đối với 2 chủng vi khuẩn là Escherichia coli và Staphylococcus aureus có đường kính vòng vô khuẩn cao nhất (lần lượt là 23 mm và 23,33 mm. Điều này mở ra hướng nghiên cứu tách chiết, ứng dụng hợp chất flavonoid từ chè dây thay thế nguồn kháng sinh thương mại.

TÀI LIỆU THAM KHẢO [1] Deng Jing, Cheng Wangyuan, Yang Guangzhong, “A novel

antioxidant activity index (AAU) for natural products using the DPPH assay”, Food Chemistry, 125, (2011),pp. 1430–1435.

BA


[2] Do Thi Ha, Phuong Thien Thuong, Nguyen Duy Thuan, “Protective action of Ampelopsis cantoniensis and its major constituent - Myricetin against LDL oxidation”, Journal of Chemistry, 45(6), (2007), pp. 768-771.

[3] Phạm Thanh Kỳ và cộng sự, Hoàn thiện công nghệ sản xuất Ampelop làm thuốc điều trị viêm loét dạ dày - tá tràng, Báo cáo tổng kết dự án sản xuất thử nghiệm cấp nhà nước, 2004.

[4] Mahesh B., Satish S., “Antimicrobial activity of some important medicinal plant against plant and human pathogens”, World J Agric Sci., 4[S], 2008, pp. 839-843.

[5] Tan Tzu Wei, Tsai Huei Yann, Chen Yuh Fung, Chung Jing Gung, “Induction of apoptosis in human promyelocytic leukemia HL-60

cells by Ampelopsis cantoniensis crude extract”, In vivo, 18, (2004) pp. 457-462.

[6] Vương Thị Hồng Vân, Nghiên cứu chè dây Sapa (Ampelopsis cantoniensis (Hook.Et Arn.) Planch. Vitaceae), Luận văn Thạc sĩ dược học, Trường Đại học Dược Hà Nội, (2002).

[7] Phùng Thị Vinh, Nghiên cứu về thực vật, thành phần hoá học và tác dụng sinh học của cây chè dây, Luận án Phó Tiến sỹ khoa học Y dược, Trường Đại học Dược Hà Nội, (1995).

[8] XU Zhi-Hong, ZHANG Yan, ZHANG Xiao-Qi, ZHANG Ming-Wei, CHIJian-Wei, “Analyses and Evaluation of Nutritional Components and Flavones of Ampelopsis Cantoniensis Leaf”, Food Science, 21(12), (2000), pp. 113-114


lời nói đầu -...

Documents