1

Bản ghi

1 Tuyển tập Công trình Hội nghị khoa học Cơ học Thủy khí toàn quốc năm Thiết kế khí động lực học cánh tua bin gió trục ngang ăn ng, L u hế Anh, Nguyễn Thế Mịch C k N t r N Tóm tắt: Nă ợng gió là m t ngu ă ợng tái t o d i dào và kinh tế. Vì vậy vi c tính toán thiết kế ng h c cánh tua bin gió, m t thiết bị lấy ă ợng từ gió, ó v trò qu tr ng. Bài báo giới thi u m t p p p t iết kế cánh tua bin gió phù hợp vớ ều ki n gió Vi t Nam d a trên thuyết ợng phân t cánh. ợc thiết kế sao cho có thể t hi u suất lớn nhất với m t ều ki ó ầu vào nhất ịnh cánh t u. Kết quả của quá trình tính toán thiết kế ứng với m t profin ợc ch n là s phân b ó ặt cánh và chiều dài dây cung d c theo sải. e ó m t trì MA LA với giao di ũ ã ợc xây d ng, giúp cho tính toán thiết kế dễ d. Ản ởng của vận t c dòng vô cùng (dòng vào), s ợng cánh và tỉ t ầu mút ến hi u suất làm vi c củ tu b ũ ợc nghiên cứu. ể thuận ti n cho vi c chế t o, cánh t u ũ ã ợc hi u chỉnh. e ó ô suất củ tu b ũ ợc tính toán l i. So sánh với cánh t u thấy, cánh hi u chỉnh có công suất giảm xu ng hoặc với cùng công suất ầu ra, cánh hi u chỉ ó ờ tă ê. Aeordynamic design of horizontal wind axis turbine blades Abstract: Wind energy is an abundant and economic renewable resource. Accordingly, aerodynamic design of wind turbine blades, which extract energy from wind, plays an important role. This paper presents a method, based on the blade element momentum theory for aerodynamic design of blades of a horizontal wind axis turbine (HWAT) that works well with wind conditions in Vietnam. The blades are designed to provide a maximum power coefficent, i.e. optimum rotor, at a certain wind condition. With a selected airfoil, design results are chord length distribution and twist distribution along the blade length. Accordingly, a MATLAB program with a user interface is written to ease the design. Effects of the wind velocity, number of blades as well as the tip-speed ratio on the turbine performance are also investigated. For purpose of blade fabrication, the optimum blade shape is also modified. Power prediction of the modified blade is accordingly carried out. In comparison with the optimum blade, the power of the modified blade is decreased, or for the same power output, the modifed blade diameter is increased. 1. h Năng lượng đã được lấy từ gió từ hàng trăm năm nay với các thiết kế mang đậm dấu ấn lịch sử được biết đến với cái tên cối xay gió chế tạo từ gỗ, vải và đá. Những chiếc cối xay gió này được dùng cho việc lấy nước từ dưới lòng đất hoặc cho việc xay lúa mì. Các thiết kế cổ điển này thường với kích thước lớn, nặng và hiệu suất thấp đã được thay thế bởi các động cơ sử dụng nhiên liệu hóa thạch trong thế kỷ XIX. Những hiểu biết lớn hơn về khí động lực học và những tiến bộ trong vật liệu đã dẫn đến sự trở lại việc sử dụng năng lượng gió trong nửa cuối thế kỷ XX. Ngày nay, các thiết bị năng lượng gió được sử dụng để tạo ra điện và thường được gọi là tua bin gió. Tua bin gió thường được phân loại theo hướng của trục quay: tua bin gió trục ngang và trục đứng [1] (xem Hình 1). Tua bin có trục quay song song với mặt đất được gọi là tua bin gió trục ngang (HAWT). Tua bin gió trục đứng có trục vuông góc với mặt đất (VAWT). Hai loại tua bin gió có sự khác biệt về thiết kế rô to. Tua bin trục đứng thường được sử

2 75 Thiết kế khí ng l c h c cánh tua bin gió trục ngang dụng cho tỉ tốc đầu mút cánh thấp và có hướng gió không ổn định. Tuy nhiên, tua bin gió trục đứng gặp khó khăn trong việc điều khiển tốc độ quay của rô to. Sự phổ biến của tua bin gió trục ngang một phần do được tăng khả năng điều khiển qua điều chỉnh mặt đón gió (pitch control) của cánh và điều chỉnh tua bin theo hướng gió (yaw control). Bài báo này chỉ quan tâm đến tua bin gió trục ngang vì sự nổi trội của nó trong ngành công nghiệp tua bin gió. Việc thiết kế khí động học và cấu trúc cho một tua bin gió trục ngang là một nhiệm vụ liên ngành, đỏi hỏi sự cân bằng giữa hiệu suất tối ưu, tải nhỏ và độ ồn thấp. Tuy nhiên trong bài báo này, việc thiết kế cánh tua bin gió trục ngang chỉ quan tâm đến đặc tính khí động lực học của cánh và chưa quan tâm đến các yếu tố khác như vật liệu hay độ ồn. Các thiết kế HAWT sử dụng các profin để biến động năng của gió thành năng lượng hữu ích. Rất nhiều tác giả đã đưa ra các phương pháp khác nhau để tính toán hiệu suất trạng thái dừng của rô to tua bin gió. Một phương pháp phân tích cổ điển đã được phát triển bởi Betz và Glauert trong những năm 1930 []. Sau đó, lý thuyết đã được mở rộng và điều chỉnh cho phù hợp với tính toán bằng máy tính số (xem [3,4]). Trong tất cả các phương này, thuyết động lượng và thuyết phân tố cánh đã được kết hợp thành phương pháp động lượng phân tố cánh (BEM) cho phép tính toán đặc tính hiệu suất của một mặt cắt rô to theo phương hướng kính. Đặc tính của toàn bộ rô to sau đó đạt được bằng cách tích phân, hoặc tính tổng tất cả các giá trị tính được cho từng mặt cắt (phân tố). Phương pháp này được sử dụng khá rộng rãi trong tính toán thiết kế tua bin gió. Theo đó, trong bài báo này, phương pháp BEM sẽ được sử dụng cho việc thiết kế khí động lực học rô to tua bin gió trục ngang, phù hợp với điều kiện gió ở Việt Nam (tốc độ gió trung bình từ 4 8m/s). Hình 1. Các lo i tua bin gió. Cơ sở lý thuyết thiết kế Các lực tác dụng lên cánh của một tua bin gió trục ngang có thể được biểu diễn như là một hàm của hệ số lực nâng, hệ số lực cản và góc tấn [5]. Như được vẽ trong Hình, cánh được chia làm N phân tố (hay mặt cắt). Thêm vào đó, các giả thiết sau được áp dụng: - Không có sự tương tác khí động học giữa các phân tố cánh với nhau - Lực trên các phân tố cánh được xác định duy nhất bằng hệ số lực nâng và lực cản

3 ũ ă r ờ g, L u ế Anh, Nguyễn Thế Mịch 753 Hình. Cánh tua bin gió bao g m các phân t cánh với c là chiều dài dây cung cánh của phân t, dr là chiều dài của phân t, r là bán kính, R là bán kính rô to, là vận t c góc của rô to Trong phân tích các lực tác dụng lên phân tố cánh, chú ý rằng lực nâng và lực cản là hai lực lần lượt vuông góc và song song với phương của vận tốc gió tương đối U rel. U rel là tổng của vận tốc gió tại rô to, U r = U(1 a) và vận tốc gió do sự quay của cánh. Thành phần quay này là véctơ tổng của vận tốc vòng của phân tố, r và vận tốc góc của lằn gió (wake) tại cánh, r/, hay r r / r 1 a' Ở đây a và a lần lượt là hệ số dòng dọc trục và hệ số dòng góc U U r a, a' U () với U r là vận tốc gió ngay phía trước rô to, U là vận tốc gió vô cùng. Mối liên hệ giữa các lực tương tác, các góc và vận tốc tại cánh, nhìn xuống từ phía đầu mút cánh được mô tả trên Hình 3. Ở đây, là góc đặt cánh của phân tố, là góc giữa đường dây cung và mặt phẳng quay; là góc tấn (góc giữa đường dây cung và vận tốc gió tương đối); là góc tới của vận tốc gió tương đối; df L là lực nâng; df D là lực cản; df N là lực vuông góc với mặt phẳng quay (được gọi là lực đẩy); và df T là lực tiếp tuyến với đường tròn được quét bởi rô to. Lực này là lực tạo ra mô men quay hữu ích. Tỉ tốc đầu mút cánh được định nghĩa là Thuyết động lượng phân tố cánh [5] cho RU a 1 1 4sin CLcos a' 1 4cos CL 1 4sin cos r sin CL sin cos r (1) (3) (4) Từ Hình 3, ta có

4 754 Thiết kế khí ng l c h c cánh tua bin gió trục ngang Hình 3. Profin cánh tua bin gió trục ngang với các góc và l t ứ. ị ĩ ký hi u ợc mô tả trong bài ' 1 ' U a a tan r a a (5) U U 1a sin rel df df sindf T L D r cos df df cosdf sin N L D (6) (7) (8) df 1/ C W cdr L df 1/ C W cdr D Nếu rô to có số cánh là Z, lực dọc trục tổng tác dụng lên phân tố tại bán kính r là 1 dfn Z U rel ( CL cos CD sin ) cdr U 1 a ( C cos sin ) L CD rdr sin Mô men do lực tiếp tuyến tác dụng tại bán kính r là 1 dm ZrdFT Z U rel ( CL sin CD cos ) crdr L D U 1 a ( sin cos ) sin CL CD r dr (9) (10) (11) (1)

5 ũ ă r ờ g, L u ế Anh, Nguyễn Thế Mịch 755 với là hệ số cứng vững của phân tố, được định nghĩa bởi Hệ số công suất của rô to C p Zc dm P 1/ U A 1/ U R rh 3 3 r 8 C D s in cos r sin sin r cos 1 cot r dr C L h với h và r là tỉ tốc chuôi cánh và tỉ tốc phân tố. Hệ số lực dọc trục phân tố được định nghĩa R dfn C (1 ) cos sin / sin Tr a C L CD 1/ U rdr (15) Hệ số này được sử dụng để tính lại hệ số dòng dọc trục a khi a> 0,4 (tương đương với C T > 0,96) [5]. Theo công thức thực nghiệm được phát triển bởi Glauert, khi C T > 0,96, a được tính theo công thức a (1/ F) 0,143 0, 003 0, 647 0,889 C T (16) Ở đây F là hệ số tổn thất đầu mút cánh, được đưa ra bởi Prandtl [4], kể đến ảnh hưởng của dòng khí có xu hướng chuyển động xung quanh đầu mút cánh (do áp suất ở mặt hút của cánh thấp hơn mặt áp suất) Z ( Rr) [ ] cos 1 r sin F e (17) Hệ số tổn thất này cũng được thêm vào các công thức tương ứng khi tính các đại lượng như C p, a, a, v.v Dựa trên các công thức, phương trình trên, hình dạng cánh của một rô to tối ưu (có hệ số C p lớn nhất) có thể được tính toán như sau. Từ phương trình (14), với giả thiết bỏ qua lực cản (C D = 0) và hệ số tổn thất đầu mút cánh (F = 1), hệ số C p đạt giá trị lớn nhất khi Từ đây, ta có [5] (13) (14) sin cos rsin sin r cos 0 (18) 1 ( / 3) tan (1/ r ) (19) Khi đó, theo phương trình (4) sự phân bố chiều dài dây cung profin dọc theo sải cánh (có kể đến tổn thất đầu mút cánh) được tính theo 8rF sin (cos r sin ) c ZC (sin cos ) (0) L với C L được lấy sao cho tỉ số trượt = C D /C L có giá trị nhỏ nhất ứng với mỗi phân tố cánh. Theo đó, góc tấn cũng được xác định. r

6 756 Thiết kế khí ng l c h c cánh tua bin gió trục ngang Hình 4. S biế ổi của h s công suất C p theo tỉ t ầu mút cánh khi kể ến (a) ả ởng của s cánh Z với tỉ s tr ợt = 0 và (b) ả ởng của với Z = 3. S Betz tới h ợ x ịnh theo lý thuyết ĩ ý t ởng [1], C p = 0,593 Góc đặt cánh tại mỗi phân tố sẽ là (1) Cuối cùng, hệ số công suất (lớn nhất) C P được tính toán theo phương trình (14), có kể đến tổn thất đầu mút cánh. Từ đó, bán kính rô to R và tốc độ quay của rô to được xác định. 3. Kết quả và thảo luận Trong thập niên 1970 và đầu thập niên 1980, các nhà thiết kế tua bin gió thấy rằng tối ưu góc đặt cánh và vuốt cánh quan trọng hơn rất nhiều sự khác nhau nhỏ trong các đặc tính profin. Vì vậy, các nhà thiết kế ít quan tâm đến nhiệm vụ chọn profin. Theo đó, các profin đã được sử dụng trong hàng không được lựa chọn cho cánh tua bin gió. Các profin cánh may bay như NACA 44xx và NACA 30xx đã được sử dụng khá nhiều vì chúng có hệ số lực nâng lớn và hệ số lực cản thấp. Trong bài báo này, chúng tôi sẽ sử dụng họ NACA 44xx cho profin cánh, cụ thể là NACA 441. Với một profin cánh được chọn, chúng ta sẽ có đồ thị về sự biến đổi hệ số lực cản và lực nâng theo góc tấn. Sự biến đổi này phụ thuộc vào một chuẩn số Reynolds Re. Re Urelc () với là hệ số nhớt động học. Các profin được sử dụng trong tua bin gió hiện đại có số Re thay đổi trong khoảng từ 0, đến Theo đó, khi thiết kế cánh, số Re cũng phải được kể đến. Với điều kiện gió Việt Nam và với tua bin công suất từ 15 0 kw, Re có giá trị khoảng 0, đến Trong các tính toán dưới đây, Re được lấy giá trị là 0, Hình 4 cho thấy sự phụ thuộc của hệ số công suất tối ưu C p vào tỉ tốc đầu mút cánh, khi kể đến số cánh và tỉ số trượt = C D /C L. Hình 4 a (với = 0) cho thấy, với cùng tỉ tốc đầu mút cánh, hệ số công suất đạt được của tua bin giảm xuống khi số cánh giảm xuống. Vì vậy tua bin với nhiều cánh hơn sẽ có lợi hơn về C p, nhưng kéo theo sự tiêu tốn về vật liệu, giá thành cao cũng như khối lượng tua bin tăng. Vì vậy, phần lớn các tua bin gió có hoặc 3 cánh. Và thông thường tua bin gió cánh có tỉ tốc đầu mút cánh cao hơn so với tua

7 ũ ă r ờ g, L u ế Anh, Nguyễn Thế Mịch 757 Hình 5. Hình d ng của cánh kể ến ả ởng của s cánh Z và tỉ t ầu mút cánh bin gió 3 cánh. Khi xét đến tỉ số trượt, Hình 4b (với số cánh Z = 3) cho thấy có một sự giảm đáng kể trong công suất tối ưu của tua bin gió khi lực cản tác động lên profin cánh tăng lên (tức là là tăng lên). Vì vậy, người thiết kế cánh tua bin phải chọn loại profin cho cánh với nhỏ. Nói cách khác, các profin với tỉ số lực nâng trên lực cản lớn sẽ được sử dụng trong thiết kế cánh tua bin gió. Hình 5 cho thấy hình dạng cánh chịu ảnh hưởng đáng kể của số cánh và tỉ tốc đầu mút cánh. Hình vẽ cho thấy, số cánh tăng kéo theo độ cứng vững của cánh giảm, cánh thon hơn và trọng lượng từng cánh giảm (tức là cánh có c giảm). Điều này có lợi trong chế tạo từng cánh. Tuy nhiên, nhiều cánh kéo theo tăng khối lượng cũng như độ phức tạp trong lắp ráp cũng như bảo trì tua bin. Do vậy, tua bin trục ngang thông thường có đến 3 cánh (như đã được đề cập ở trên). Hình 5 cũng cho thấy tỉ tốc đầu mút cánh thấp tạo ra một rô to với một hệ số cứng vững lớn (tức là chiều dài dây cung cánh trở nên lớn). Tỉ tốc đầu mút cánh cao giảm chiều dài dây cung cánh dẫn đến cánh thon hơn. Điều này dẫn đến sự giảm vật liệu cũng nhưng giá thành sản xuất. Tuy nhiên, tăng tỉ tốc đầu mút cánh kéo theo tăng độ ồn cũng như tăng mức độ khó khăn trong việc duy trì sự nguyên vẹn của cánh. Ngoài ra, một cánh được thiết kế với vận tốc gió tương đối lớn (tỉ tốc đầu mút cánh cao) tạo ra mô men nhỏ ở các vận tốc gió thấp, kéo theo khó khăn trong việc cánh tự khởi động. Theo đó, các HAWT hiện đại thường sử dụng tỉ tốc đầu mút cánh = 9 cho tua bin cánh và từ 6 đến 9 cho tua bin 3 cánh [6]. Tiếp theo chúng ta sẽ xem xét thiết kế cánh tua bin gió trục ngang phù hợp với điều kiện gió của Việt Nam. Theo khảo sát của World Bank về tiềm năng gió tại Việt Nam, trên đất liền, vùng có tốc độ gió từ 6 đến 7,5m/s chiếm khoảng 30% lãnh thổ, vùng có tốc độ gió dưới 6m/s chiếm 60%. Rất ít vùng có tốc độ gió trên 7,5 m/s. Vì vậy, để phù hợp với điều kiện gió ở Việt Nam, cánh tua bin gió ở đây sẽ được thiết kế hoạt động tối ưu ở vận tốc gió là 6m/s. Rô to có 3 cánh và công suất mong muốn đạt được là 0kW. Cánh được thiết kế với cùng một profin NACA 441, có tỉ số trượt nhỏ nhất là min = 0,00989 ứng với góc tấn = 5 0 và hệ số lực nâng C L = 1,006. Theo đó, chúng ta có sự biến đổi của hệ số công suất

8 758 Thiết kế khí ng l c h c cánh tua bin gió trục ngang Hình 6. (a) S biế ổi của h s công suất C p theo tỉ t ầu mút cánh C p t giá trị lớn nhất C pmax = 0,4944 ứng với tu = 8,75). (b) S biế ổi của chiều d dây u ( ợc R) v ó ặt cánh d c theo chiều d ợc thiết kế t i C pmax và tu. ờng nét liề ậm m u ó ờng tuyế t dây u qu ểm có r/r = 0,5 và 0,9 tối ưu theo, như được vẽ trên Hình 6a. Từ hình vẽ này, giá trị của hệ số công suất tối ưu đạt cực đại C pmax = 0,4944 ứng với tỉ tốc đầu mút cánh = tu = 8,75. Giá trị này của phù hợp với dải cho tua bin gió 3 cánh hiện đại [6] (như đã được đề cập ở trên, 6<). Với C pmax được xác định, bán kính rô to của tua bin gió sẽ được xác định theo công thức R P 3 0, 5U Cpmax (3) Trong đó, là khối lượng riêng của không khí, P = 0kW là công suất thiết kế, là hiệu suất chung của các bộ phận khác (ví dụ như hộp số, máy phát, v.v ). Theo đó bán kính rô to được xác định R = 10,18m. Hình 6b cho thấy sự phân bố của chiều dài dây cung cánh (được chia cho bán kính rô to R) và góc đặt cánh dọc theo chiều dài cánh. Hình vẽ cho thấy, sự biến đổi của chiều dài dây cung c dọc theo cánh là không tuyến tính và phía gần chân cánh chiều dài dây cung tăng lên khá lớn. Tương tự với sự phân bố của góc đặt cánh, cánh bị xoắn mạnh tại vùng gần chân cánh. Với cánh tối ưu như vậy, việc chế tạo cánh sẽ gặp khó khăn. Vì vậy để thuận lợi cho việc chế tạo, cánh tối ưu sẽ được hiệu chỉnh thông qua việc tuyến tính sự phân bố của chiều dài dây cung cánh hoặc góc đặt cánh, hoặc cả hai. Việc tuyến tính chiều dài dây cung cánh sẽ trình bày ở phần dưới đây. Khi tua bin gió hoạt động, phần lớn công suất được tạo ra bởi phần phía xa chân cánh (giữa r/r = 0,5 và r/r = 0,9) [7]. Vì vậy, tuyến tính chiều dài dây cung cánh qua những điểm này là một lựa chọn tốt, như được vẽ trên Hình 6b (đường nét liền đậm màu đỏ). Hình ảnh cánh 3D trước tuyến tính và sau khi tuyến tính được vẽ trên Hình 7. Chúng ta thấy cánh sau khi tuyến tính có chiều dài dây cung cánh của các phân tố ở phía đầu mút cánh lớn hơn các phân tố tương ứng của cánh tối ưu (trước khi tuyến tính), nhưng sự biến đổi của chiều

9 ũ ă r ờ g, L u ế Anh, Nguyễn Thế Mịch 759 dài dây cung cánh dọc theo cánh trở nên tuyến tính. Với hình dạng như vậy, cánh tuyến tính sẽ dễ chế tạo hơn rất nhiều so (kéo theo giá thành sản xuất giảm) với cánh tối ưu. Hình 7. Cánh 3D của tua bin t u v s u tuyến tính Do cánh tối ưu đã được tuyến tính, việc tính toán lại công suất đối với cánh tối ưu là cần thiết. Đây là quá trình ngược với quá trình tính cánh tối ưu. Trong trường hợp này, hệ số lực nâng và góc tấn phải được xác định từ các thông số hình học đã biết của cánh tuyến tính. Điều này yêu cầu một quá trình lặp. Với mỗi phân tố cánh các hệ số dòng dọc trục a và hệ số dòng góc a trước hết được gán giá trị xác định nào đó (ví dụ a = a = 0), sau đó được tính lại và lấy giá trị cuối cùng khi sự sai khác giữa giá trị trước và sau trong quá trình lặp nằm trong sai số cho phép. Theo đó, một chương trình (viết bằng MATLAB) đã được xây dựng cho tính toán này như được mô tả trên Hình 8. Bảng 1 cho kết quả so sánh giữa cánh tối ưu và cánh sau khi tuyến tính. Kết quả so sánh cho thấy, hệ số công suất của cánh sau tuyến tính giảm xuống so với cánh tối ưu. Vì vậy để đảm bảo vẫn đạt được công suất mong muốn (P = 0kW), một quá trình lặp mới được thiết lập để tìm cánh tuyến tính có công suất bằng công suất thiết kế. Bảng 1 cho thấy bán kính rô to của tua bin có cánh sau khi đã tuyến tính phải tăng lên để công suất thiết kế không thay đổi. Bảng 1. Kết quả thiết kế (P = 0kW, U = 6 m/s, Z = 3, NACA 441) Thông số Rô to tố ư Rô tô tuyến tính (hi u chỉnh) Hệ số công suất C p 0,4944 0,48914 Bán kính R (m) 10,18 10, Tỉ tốc đầu mút cánh 8,75 8,78 Hình 9a cho thấy sự so sánh về hệ số công suất được tạo ra từ cánh tối ưu và cánh đã được tuyến tính chiều dài dây cung cánh. Hình vẽ cho thấy, với công suất lớn hơn 0,47 cánh tối ưu có dải tỉ tốc rộng từ 4,5 đến 17, trong khi đó cánh đã tuyến tính có dải tỉ tốc nhỏ hơn nhiều (từ 7,5 đến 9,5). Như vậy cánh tuyến tính có thuận lợi về mặt chế tạo, nhưng lại làm co hẹp dải làm việc của rô to.

10 760 Thiết kế khí ng l c h c cánh tua bin gió trục ngang Hình 8. tính toán l i công suất sau khi hi u chỉnh cánh t u với N là s phân t cánh Hình 9. (a) So sánh h s công suất t o ra bởi cánh t u v s u ã tuyến tính t i các tỉ t ầu mút cánh khác nhau. (b) Ả ởng của s Rey ds Re ến h s công suất của tua bin t u

11 ũ ă r ờ g, L u ế Anh, Nguyễn Thế Mịch 761 Cuối cùng ảnh hưởng của số Re đến đặc tính công suất của tua bin sẽ được xem xét. Với tua bin tối ưu được thiết kế trong bài báo này và với vận tốc gió từ 4 đến8 m/s, số Reynolds nằm trong khoảng từ 0, đến 1, Trong các tính toán ở trên, số Re được lấy ở 0, Hình 9b cho thấy ảnh hưởng của Re đến hệ số công suất của tua bin tối ưu. Hình vẽ cho thấy, Re có ảnh hưởng đến năng lượng của tua bin với các tỉ tốc đầu mút cánh cao, nhưng không đáng kể. Vì vậy việc chọn thiết kế với Re = 0, là phù hợp. Để chứng minh tính đúng đắn của phương pháp tính toán, một cánh tua bin gió được thiết kế với profin NACA 441, hoạt động ở Re = 10 6 với tỉ tốc =10 đã được tính toán. Kết quả về sự phân bố chiều dài dây cung cánh và góc xoắn đã được so sánh với kết quả của Duran [8] được toán ở điều kiện tương tự (Hình 10). Hình vẽ cho thấy kết quả tính toán hiện tiện rất trùng khớp với kết quả tính toán của Duran [8]. Điều này cho thấy tính đúng đắn của các tính toán giới thiệu trong bài báo này. Hình 10. So sánh về (a) s phân b chiều dài dây cung cánh và (b) s phân b góc xoắn với tính toán của Duran [8]. ều ki n tính toán: Re = 10 6, profin NACA 441 và =10 Để thuận lợi cho việc tính toán và thiết kế, một chương trình MATLAB với giao diện đã được xây dựng. Những kết quả tính toán ở trên là một phần của chương trình. Hình 11 mô tả giao diện của chương trình đã xây dựng. Hình 11. Giao di trì t toán thiết kế cánh tua bin gió trục ngang

12 76 Thiết kế khí ng l c h c cánh tua bin gió trục ngang 4. Kết luận Bài báo đã giới thiệu một phương pháp tính toán thiết kế tua bin gió trục ngang, dựa trên phương pháp động lượng phân tố cánh, phù hợp với điều kiện gió Việt Nam. Cánh tua bin được thiết kế sao cho hệ số công suất đạt được là tối ưu. Ảnh hưởng của số cánh cũng như tỉ tốc đầu mút cánh đến hệ số công suất và hình dạng cánh cũng được nghiên cứu. Kết quả cho thấy, khi số cánh tăng kéo theo hệ số công suất tăng và cánh thon hơn. Tương tự, cánh thon hơn với tỉ tốc đầu mút cánh lớn. Tính toán thiết kế với số cánh là 3, công suất 0kW cho thấy sự phân bố của chiều dài dây cung cánh dọc theo cánh là không tuyến tính với sự tăng lớn ở phía chân cánh. Tại vùng này cánh cũng xoắn hơn rất nhiều so với vùng đầu mút cánh. Vì vậy, để thuận lợi cho việc chế tạo, cánh đã được tuyến tính theo dây cung cánh. Cánh tuyến tính có hệ số công suất thấp hơn so với cánh chưa tuyến tính. Và để đảm bảo công suất yêu cầu, bán kính rô to cánh tuyến tính đã được tăng lên. Tất cả các tính toán đã được lập trình và một chương trình MATLAB với giao diện đã được xây dựng phục vụ cho việc tính toán thiết kế. Lời cảm ơn Nghiên cứu này được tài trợ bởi Đề tài mã số KC.05.10/11-15 thuộc Chương trình nghiên cứu Khoa học và Công nghệ cấp Nhà nước KC.05/ Tài li u tham khảo [1] Spera, D. A., ed. (1994). Wind Turbine Technology: Fundamental Concepts of Wind Turbine Engineering. ASME, New York (USA). [] Glauert, H. (1935). Airplane Propellers, Aerodynamic Theory, Springer Berlin Heidelberg, pp [3] Wilson, R. E., Lissaman, P. B. S., Walker, S. N. (1976). Aerodynamic Performance of Wind Turbines. Oregon State Univ., Corvallis (USA). [4] Vries, O. de (1979). Fluid dynamic aspects of wind energy conversion. DTIC Document. [5] James F. Manwell, Jon G. McGowan, Anthony L. Rogers (009). Wind Energy Explained: Theory, Design and Application. Wiley, UK. [6] Schubel, P. J., Crossley, R. J. (01). Wind turbine blade design. Energies, Vol 5, pp [7] Rijs, R. P. P., Jacobs, P., Smulders, P. T. (199). Parameter study of the performance of slow running rotors. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, Vol 39, pp [8] Duran, S. (005). Computer-aided design of horizontal-axis wind turbine blades, MS. Thesis, Middle East Technical University.