ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN ÜÇ KADEMELİ YENİ BİR FIRÇASIZ

advertisement
ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN ÜÇ KADEMELİ YENİ BİR FIRÇASIZ
DA MOTORU TASARIMI, ANALİZİ VE UYGULAMASI
Cemil OCAK
DOKTORA TEZİ
ELEKTRİK EĞİTİMİ
GAZİ ÜNİVERSİTESİ
FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ
EKİM 2013
ANKARA
Cemil OCAK tarafından hazırlanan “ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN ÜÇ
KADEMELİ YENİ BİR FIRÇASIZ DA MOTORU TASARIMI, ANALİZİ VE
UYGULAMASI” adlı bu tezin Doktora tezi olarak uygun olduğunu onaylarım.
Prof. Dr. Osman GÜRDAL
….……………………….
Tez Danışmanı, Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Bursa Orhangazi Üniv.
Bu çalışma, jürimiz tarafından oy birliği ile Elektrik Eğitimi Anabilim Dalı’nda
Doktora tezi olarak kabul edilmiştir.
Doç. Dr. İbrahim SEFA
…….…………………….
Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Gazi Üniv.
Prof. Dr. Osman GÜRDAL
…….…………………….
Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Bursa Orhangazi Üniv.
Doç. Dr. Osman KALENDER
…….…………………….
Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, K.H.O. Sav. Bil. Ens.
Doç. Dr. Ercan Nurcan YILMAZ
…….…………………….
Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Gazi Üniv.
Yrd. Doç. Dr. Nursel AKÇAM
…….…………………….
Elektrik Elektronik Müh. Anabilim Dalı, Gazi Üniv.
Tez Savunma Tarihi: 28/10/2013
Bu tez ile G.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü Yönetim Kurulu Doktora derecesini
onamıştır.
Prof. Dr. Şeref SAĞIROĞLU
Fen Bilimleri Enstitüsü Müdürü
…….…………………….
TEZ BİLDİRİMİ
Tez içindeki bütün bilgilerin etik davranış ve akademik kurallar çerçevesinde elde
edilerek sunulduğunu, ayrıca tez yazım kurallarına uygun olarak hazırlanan bu
çalışmada bana ait olmayan her türlü ifade ve bilginin kaynağına eksiksiz atıf
yapıldığını bildiririm.
Cemil OCAK
iv
ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN ÜÇ KADEMELİ YENİ BİR FIRÇASIZ
DA MOTORU TASARIMI, ANALİZİ VE UYGULAMASI
(Doktora Tezi)
Cemil OCAK
GAZİ ÜNİVERSİTESİ
FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ
Ekim 2013
ÖZET
Bu tez çalışmasında, gelecekte günlük hayatımızın değişmez bir parçası olacağı
düşünülen elektrikli araçlar için üç kademeli stator ve rotor yapısı bulunan 46
kutuplu yeni bir fırçasız doğru akım motoru tasarlanmış ve üretilmiştir.
Tasarlanan 46 kutuplu ve üç kademeli fırçasız doğru akım motorundan oluşan
sistem yeni nesil yüksek verimli elektrikli araçlarda kullanılacak şekilde
konfigüre edilmiştir. Tasarlanan çok kademeli fırçasız doğru akım motorunun
çalışması tekerlek içi klasik fırçasız doğru akım motorlarında olduğu gibi stator
üzerine belirli bir açıyla yerleştirilmiş olan üç manyetik alan etkili sensörden
gelen bilgilerin değerlendirilerek sürücü devresinde bulunan MOSFET’lerin
sürülmesi prensibine dayanmaktadır. Tasarlanan prototipin performans
karakteristikleri sonlu elemanlar metodu (SEM) ile incelenmiştir. Elektrik
makinalarının üretiminde izlenen tasarım ve benzetim prensipleri sırasıyla
tasarlanan fırçasız doğru akım motoruna uygulanmış ve parametrik analizleri
gerçekleştirilmiştir. Bahsi geçen yapıya ve sürücü şeması bulunan üç kademeli
motorun aynı boyuttaki klasik fırçasız motorlara göre çıkış momenti, birim güç
yoğunluğu, verim vb. gibi kıstaslarda daha üstün olduğu ve amaçlanan modelin
elektrikli otomobil ve askeri uygulamalar gibi yüksek verim ve momentin
gerekli olduğu uygulamalarda rahatlıkla kullanılabileceği kanıtlanmıştır.
v
Bilim Kodu
Anahtar Kelimeler
Sayfa Adedi
Tez Yöneticisi
: 626.01.01
: SMFDAM, elektrikli araç, kademe, teker içi motor.
: 184
: Prof.Dr. Osman GÜRDAL
vi
DESIGN, ANALYSIS AND APPLICATION OF A NEW THREE LEVEL
BRUSHLESS DC MOTOR FOR ELECTRIC VEHICLES
(Ph.D. Thesis)
Cemil OCAK
GAZİ UNIVERSITY
GRADUATE SCHOOL OF NATURAL AND APPLIED SCIENCES
October 2013
ABSTRACT
In this study, a new 46-pole brushless DC motor with three-levelled stator and
rotor structure for electric vehicles which are considered to be a permanent
part of our daily lives in the future has been designed and manufactured.
The system consisting of three levelled brushless DC motors with 46 poles has
been configured to be used in new generation highly efficient electric vehicles.
The operation of designed multilevel brushless direct current motor is based on
the principle of driving MOSFETs on driver circuit by evaluating data from
those three Hall Effect sensors placed on the stator at a right angle as it is the
same for in-wheel conventional brushless direct current motors. The
performance characteristics of designed prototype have been examined via
finite element methods (FEM). The design and simulation principles followed in
manufacturing electrical machines have been applied respectively, and
parametric analysis has been realized. It is proved that the three-levelled motor
with that aforementioned structure and driving scheme is superior to
conventional brushless motors having the same sizes in terms of criteria such as
output torque, unit power density and etc. and the purposed model is
particularly well suited for the applications like electric cars and military
applications where high torque is needed.
vii
Science Code
Key Words
Number of Pages
Adviser
: 626.01.01
: PMBLDC, electric vehicle, level, in wheel hub motor.
: 184
: Prof.Dr. Osman GÜRDAL
viii
TEŞEKKÜR
Çalışmalarım boyunca değerli yardım ve katkılarıyla beni yönlendiren sayın hocam
Prof. Dr. Osman GÜRDAL’a, yine kıymetli tecrübelerinden faydalandığım hocam
Doç. Dr. İbrahim SEFA’ya, değerli arkadaşlarım Yrd.Doç.Dr. Durmuş UYGUN,
Yakup GÜNGÖR, Arş.Gör. Adem DALCALI, Arş.Gör. Emre Çelik ile Şenol
BAYRAKTAR’a ve manevi destekleriyle beni hiçbir zaman yalnız bırakmayan
biricik aileme teşekkürü bir borç bilirim.
ix
İÇİNDEKİLER
Sayfa
ÖZET...........................................................................................................................iv
ABSTRACT ................................................................................................................vi
TEŞEKKÜR ............................................................................................................ .viii
İÇİNDEKİLER ........................................................................................................... ix
ÇİZELGELERİN LİSTESİ ..................................................................................... .xiv
ŞEKİLLERİN LİSTESİ .............................................................................................xv
RESİMLERİN LİSTESİ ....................................................................................... ..xxiii
SİMGELER VE KISALTMALAR ......................................................................... .xxv
1. GİRİŞ ....................................................................................................................... 1
2. 2. ÇALIŞMANIN KAPSAMI, LİTERATÜR ÖZETİ VE TEZ ÇALIŞMASININ
BİLİME KATKISI .................................................................................................. 3
2.1. Elektrik Motorlarının Sınıflandırılması ........................................................... 3
2.1.1. Sabit mıknatıslı doğru akım (DA) motorları .......................................... 4
2.1.2. Alan sargılı DA motorları ...................................................................... 5
2.1.3. Asenkron motorlar.................................................................................. 5
2.1.4. Anahtarlamalı relüktans motorlar........................................................... 6
2.2. Elektrik Motorlarında Kullanılan Temel Elektromanyetik Eşitlikler............... 7
2.2.1. Manyetik geçirgenlik............................................................................10
2.2.2. Artık mıknatısiyet ve histerezis kayıpları .............................................11
2.2.3. Eddy akımları .......................................................................................12
2.3. Sürekli Mıknatıslı Fırçasız Doğru Akım Motorları (SMFDAM) ...................13
2.3.1. Sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım motorlarının yapısı ve tipleri ..17
2.3.2. Temel çalışma prensibi.........................................................................23
x
Sayfa
2.4. SMFDA Motorlarının Avantaj ve Dezavantajları ..........................................24
2.5. SMFDA Motorların Diğer Motor Tipleri İle Karşılaştırılması ve Kullanım
Alanları ...........................................................................................................26
2.6. Tezin Amacı, Kapsamı ve Bilime Katkısı ......................................................28
2.6.1. Niçin .....................................................................................................28
2.6.2. Elektrikli araçlar ...................................................................................32
2.6.3. Belli başlı ticari hub motorlar...............................................................37
2.6.4. Hub motorların kullanılabileceği diğer alanlar ....................................41
3. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SÜREKLİ MIKNATISLI
FIRÇASIZ DA MOTORUNA AİT DİNAMİK VE ELEKTROMANYETİK
DENKLEMLER .....................................................................................................45
3.1. Temel Eşitlikler ..............................................................................................45
3.1.1. Giriş gerilimi ........................................................................................46
3.1.2. Ani akım ...............................................................................................47
3.1.3. Zıt elektromotor kuvvet (Zıt EMK) .....................................................47
3.1.4. Elektromanyetik moment .....................................................................48
3.1.5. SMFDA motorlarının doğrusal hız ve dönme hızı ...............................48
3.2. SMFDA Motorlarında Komütasyon ...............................................................48
3.2.1. Yarım dalga sinüs çalışma....................................................................48
3.2.2. Tam dalga çalışma ................................................................................51
3.3. SMFDA Motorlarında Zıt EMK ve Moment Üretimi ....................................53
3.4. SMFDA Motorlarında Kayıplar ve Güç Analizi ............................................56
3.4.1. Bakır kayıpları ......................................................................................56
3.4.2. Demir kayıpları ....................................................................................58
xi
Sayfa
3.4.3. Mekanik kayıplar ..................................................................................60
4. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SMFDA MOTORUN TASARIM
SÜRECİ İLE GEOMETRİK, MANYETİK VE ELEKTRİKSEL
PARAMETRELERİ ..............................................................................................61
4.1. Giriş .................................................................................................................61
4.2. Gerçekleştirilecek Yapısal Tasarım Yöntemi ve Akışı ...................................61
4.3. Tasarım Döngüsü ............................................................................................62
4.4. Boyutlandırma Çalışmaları .............................................................................66
4.4.1. Kutup sayısının seçimi .........................................................................69
4.4.2. Hava aralığı akısının hesaplanması ......................................................69
4.5. Analitik Hesaplama Ara Yüzü ve RMxrpt ile Optimizasyon Süreci ..............72
4.5.1. RMxprt yazılımı ile süreç yönetimi .....................................................74
4.5.2. RMxprt yazılımı ile gerçekleştirilen operasyonel parametrik
analizler ................................................................................................80
4.5.3. RMxprt yazılımı ile gerçekleştirilen ve fiziksel boyutlandırma ile
ilişkili parametrik analizler...................................................................83
4.6. Sonuç ve Değerlendirme .................................................................................98
5. SMFDA MOTORUN SONLU ELEMANLAR METODU (FINITE ELEMENTS
METHOD) İLE MANYETİK ANALİZ VE OPTİMİZASYON SÜRECİ...........99
5.1. Giriş .................................................................................................................99
5.2. Elektromanyetik, Elektromekanik ve Entegre Sürücülü Analizler .................99
5.3. İki Boyutlu (2D) Manyetik Analizler ........................................................... 103
5.3.1. İki boyutlu (2D) geçici durum (transient) çözümleri ........................ 108
5.3.2. İki boyutlu (2D) geçici durum grafikleri ........................................... 112
5.3.3. Üç boyutlu (3D) geçici durum (transient) çözümleri ........................ 116
xii
Sayfa
6. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SMFDA MOTORUNUN
FABRİKASYONU ............................................................................................. 122
6.1. Giriş .............................................................................................................. 122
6.2. Fabrikasyon Süreci ....................................................................................... 123
6.2.1. Silisyumlu çelik (silisli elektrik sacı) temini ve işlenmesi ................ 123
6.2.2. Presleme ve paketleme ...................................................................... 126
6.2.3. Sarım işlemleri .................................................................................. 128
6.2.4. Mıknatıs tasarımı ve rotor gövdesinin işlenmesi............................... 131
6.2.5. Gövde kapakları ve milin işlenmesi .................................................. 133
6.2.4. Diğer mekaniki parçaların işlenmesi ................................................. 134
6.2.4. Motorun son görünüşü ...................................................................... 135
6.3. Sonuç ............................................................................................................ 136
7. SÜREKLİ MIKNATISLI FIRÇASIZ DA MOTORLARINDA KULLANILAN
KONTROL MEKANİZMALARI ...................................................................... 137
7.1. Giriş .............................................................................................................. 137
7.2. SMFDA Motorlarında Kullanılan Konvertörler ve Anahtarlama
Yöntemleri.................................................................................................... 139
7.2.1. Kare dalga anahtarlama yöntemi ....................................................... 139
7.2.2. Darbe genişlik modülasyonu (PWM) anahtarlama yöntemi ............. 141
7.3. Akım Kontrol Yöntemleri ............................................................................ 142
7.3.1. Histerezis akım kontrol yöntemi ....................................................... 142
7.3.2. PWM akım kontrolü .......................................................................... 143
7.4. PID Kontrol .................................................................................................. 143
7.5. Bulanık Mantık Kontrol ............................................................................... 144
xiii
Sayfa
7.6. Yapay Sinir Ağları (YSA) ile Kontrol ......................................................... 145
7.7. Fırçasız DC Motorların Kontrolünde Kullanılan Sensörler ......................... 146
7.8. Tasarlanan Motorun Sürülmesinde Kullanılan Sürücü Devre ..................... 147
8. DENEYSEL ÇALIŞMALAR ve KARŞILAŞTIRMA ....................................... 149
8.1. Boşta Çalışma Deneyleri .............................................................................. 151
8.2. Yüklü Çalışma Deneyleri ............................................................................. 154
9. SONUÇ, DEĞERLENDİRME ve TAVSİYELER ............................................. 168
KAYNAKLAR ....................................................................................................... 171
ÖZGEÇMİŞ ............................................................................................................. 182
xiv
ÇİZELGELERİN LİSTESİ
Çizelge
Sayfa
Çizelge 2.1. SMFDA motorunun diğer motorlarla karşılaştırılması .......................... 26
Çizelge 4.1. Temel boyutlandırma parametreleri ....................................................... 74
Çizelge 4.2. 48 V 500 d/d SMFDA motoruna ait tasarım ve çıkış parametreleri ...... 95
Çizelge 6.1. Mıknatıs malzemelerin özellikleri ....................................................... 132
Çizelge 8.1. Çeşitli kademelerde frekansa bağlı olarak akım ve gerilimin
değişimi ................................................................................................ 154
Çizelge 8.2. Farklı çalışma şartları için motor verimlerinin karşılaştırması ............ 167
xv
ŞEKİLLERİN LİSTESİ
Şekil
Sayfa
Şekil 2.1. Elektrik motorlarının komütasyon tiplerine göre sınıflandırılması ............. 3
Şekil 2.2. Sabit mıknatıslı doğru akım motorları ......................................................... 4
Şekil 2.3. Sargılı tip doğru akım motorları .................................................................. 5
Şekil 2.4. Sincap kafesli asenkron motorlar ................................................................. 6
Şekil 2.5. Anahtarlamalı relüktans motor .................................................................... 7
Şekil 2.6. İçinden akım geçen iletken etrafında meydana gelen manyetik alan .......... 9
Şekil 2.7. Farklı malzemelere ait B-H eğrileri ...........................................................10
Şekil 2.8. Bilinen ferromanyetik malzemelerin B-H eğrileri .....................................11
Şekil 2.9. Histerezis eğrisi..........................................................................................12
Şekil 2.10. Lamine sacların kullanımı ve eddy akımlarının azaltılması ....................13
Şekil 2.11. Sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım makinesi .....................................17
Şekil 2.12. Yüzey mıknatıslı SMFDA motorları .......................................................19
Şekil 2.13. Yüzeye gömülü mıknatıslı SMFAD motorları ........................................20
Şekil 2.14. Akı yoğunlaşmalı SMFDA motoru..........................................................20
Şekil 2.15. Dâhili mıknatıslı SMFDA motoru çeşitleri..............................................21
Şekil 2.16. Oluksuz hava boşluklu SMFDA motoru .................................................22
Şekil 2.17. SMFDA motorların rotorun konumuna göre tipleri ................................22
Şekil 2.18. SMFDA motorlarının temel çalışma prensipleri .....................................24
Şekil 2.19. İç rotorlu ve dış rotorlu yapılar ................................................................30
Şekil 2.20. Eksenel ve radyal akılı yapılar .................................................................31
xvi
Şekil
Sayfa
Şekil 2.21. Çeşitli elektrikli araçlar ............................................................................32
Şekil 2.22. Motor ve çalışma şekline göre elektrikli araçlar ......................................33
Şekil 2.23. Motor ve çalışma şekline göre elektrikli araçların mekanik detayları .....34
Şekil 2.24. Tümü elektrikli araçlar (a) Sistem (b) Jant içi motor (c) Açık devre.......34
Şekil 2.25. Hibrit elektrikli araç sistemi.....................................................................36
Şekil 2.26. PML Flightlink (Tekerlek başına 64kW güç ve 500 Nm moment üretme
kapasitesi, 200-400V DC çalışma gerilimi) ............................................38
Şekil 2.27. Mitsubishi MIEV (Tekerlek başına 20 kW güç)......................................38
Şekil 2.28. Siemens VDO ..........................................................................................38
Şekil 2.29. Michelin Active Wheel (Tekerlek başına 30 kW güç üretme kapasitesi)39
Şekil 2.30. Zap-X (Tekerlek başına 120 kW güç üretme kapasitesi) .........................39
Şekil 2.31. EasyBrid (Tekerlek başına 30 kW güç üretme kapasitesi) ......................40
Şekil 2.32. Peugeot BB1 (Tekerlek başına 7.5 kW güç ve 320 Nm moment üretme
kapasitesi) ................................................................................................40
Şekil 2.33. Mercedes Brabus (Tekerlek başına 80 kW güç ve 800 Nm moment
üretme kapasitesi) ....................................................................................41
Şekil 2.34. Elektrikli bisiklet ve elektrikli bisiklet motoru ........................................41
Şekil 2.35. Elektrikli sandalye ve elektrikli sandalye motoru ....................................42
Şekil 2.36. Elektrikli scooter ve elektrikli scooter motoru ........................................42
Şekil 2.37. Elektrikli thruster ve thruster motoru .......................................................43
Şekil 2.38. LG Direct Drive Çamaşır makinesi ve yeni nesil direct drive motor ......43
Şekil 2.39. Ventilasyon motorları ..............................................................................44
Şekil 3.1. Sürücü devresine bağlı olarak gösterilmiş SMFDA motorunun eşdeğeri .45
Şekil 3.2. Basitleştirilmiş SMFDA motorun eşdeğer devresi ....................................46
xvii
Şekil
Sayfa
Şekil 3.3. Yıldız bağlı yarım dalga çalışan bir SMFDA motoru için anahtarlama
sırası ve fazör diyagramı............................................................................49
Şekil 3.4. Yıldız bağlı, üç fazlı SMFDA motorunun ideal yarım dalga çalışma
durumu: (a) Sinüsoidal EMK dalga şekilleri, (b) A faz akımı dalga
şekilleri, (c) Elektromanyetik moment dalga şekilleri. (Anahtarlama anları
oklarla gösterilmiştir.) ..............................................................................50
Şekil 3.5. Yıldız bağlı üç fazlı SMFDA motorunun tam dalga çalışmasına ait fazör
diyagramı ...................................................................................................51
Şekil 3.6. SMFDA motorunun faz ve fazlar arası trapez zıt EMK ve akım dalga
şekilleri ......................................................................................................52
Şekil 3.7. Yıldız bağlı bir SMFDA motorunun ideal üç fazlı tam dalga çalışması: (a)
Trapez fazlar arası zıt EMK dalga şekli, (b) Akım dalga şekli, (c) Moment
dalga şekli. (Anahtarlama noktaları oklarla gösterilmiştir.) ......................53
Şekil 3.8. SMFDA motorunun stator sargılarında oluşan evirici akımları: (a) ON ve
OFF zamanlarındaki A ve B faz akımları, (b) ON-OFF üçgen akım dalga
şekli............................................................................................................54
Şekil 4.1. Sürekli mıknatıslı makinelerin tasarım aşamaları ......................................63
Şekil 4.2. Kullanılan tasarım ve analiz programlarının tasarım döngüsü içerisindeki
durumları ...................................................................................................64
Şekil 4.3. Entegre sürücülü analiz döngüleri .............................................................65
Şekil 4.4. İç rotorlu SMFDA motorlarının bazı geometrik parametreleri..................66
Şekil 4.5. Dış rotorlu SMFDA motorları için bazı geometrik parametrelerin
tanımlanması..............................................................................................67
Şekil 4.6. Farklı kutup sayısına sahip makinelerde kaçak akının durumu (2p=40 ve
2p=70) .......................................................................................................70
Şekil 4.7. İç rotorlu SMFDA motorlarının bazı geometrik parametreleri..................66
Şekil 4.8. Analitik hesaplama yönteminde kullanılan akış şeması ............................73
Şekil 4.9. RMxprt Ekran Görüntüsü ..........................................................................75
Şekil 4.10. Motor hızına karşılık motor akımındaki değişim.....................................76
xviii
Şekil
Sayfa
Şekil 4.11. Motor hızına karşılık motor gücündeki değişim ......................................76
Şekil 4.12. Motor hızına karşılık motor milinde oluşan moment ..............................77
Şekil 4.13. Elektriksel açıya bağlı olarak hava aralığındaki manyetik akı
yoğunluğunun değişimi ...........................................................................77
Şekil 4.14. Elektriksel açıya bağlı olarak mıknatıslardan dolayı oluşan tutma
momenti...................................................................................................78
Şekil 4.15. Elektriksel açıya bağlı olarak motor anma hızındayken sargılarda
indüklenen gerilimin değişimi.................................................................78
Şekil 4.16. Çıkış gücü ve motor momentine bağlı olarak hız ve verim değişimi ......79
Şekil 4.17. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor verimine
etkisi ........................................................................................................80
Şekil 4.18. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor verimine
etkisi (3D) ...............................................................................................81
Şekil 4.19. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor
kayıplarına etkisi .....................................................................................81
Şekil 4.20. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin toplam motor
kayıplarına etkisi (3D) ............................................................................82
Şekil 4.21. Çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi.................82
Şekil 4.22. Çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi (3D) .......83
Şekil 4.23. Kutup yayı/mıknatıs yayı oranının (a) motor hızı ve
(b) verime etkisi ......................................................................................84
Şekil 4.24. Kutup yayı/mıknatıs yayı oranının (a) stator akısı ve
(b) momente etkisi ...................................................................................85
Şekil 4.25. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motor
verimine etkisi .........................................................................................86
Şekil 4.26. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının
motorun toplam kayıplarına etkisi...........................................................86
Şekil 4.27. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motor
anma hızına etkisi ....................................................................................87
xix
Şekil
Sayfa
Şekil 4.28. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının
motorun anma momentine etkisi .............................................................87
Şekil 4.29. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak 360 derecelik tam tur dönme esnasında faz akımının
değişimi ...................................................................................................89
Şekil 4.30. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak 360 derecelik tam tur dönme esnasında kaynak akımının
değişimi ...................................................................................................89
Şekil 4.31. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak motor veriminin değişimi ....................................................89
Şekil 4.32. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak motorun toplam kayıplarının değişimi ................................90
Şekil 4.33. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak motorun anma momentinin değişimi...................................90
Şekil 4.34. Kutup yayı/mıknatıs yayı =0.98 sabit iken anma gücü, çıkış momenti,
anma hızı, ortalama giriş akımı, verim ve toplam kayıplar arasındaki
bağıntının gösterimi.................................................................................91
Şekil 4.35. Mıknatıs kalınlığının değiştirilmesi .........................................................92
Şekil 4.36. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motor anma akımına
etkisi ........................................................................................................92
Şekil 4.37. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun spesifik
elektrik yüklemesine etkisi ......................................................................93
Şekil 4.38. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun anma
momentine etkisi .....................................................................................93
Şekil 4.39. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun anma
hızına etkisi .............................................................................................94
Şekil 4.40. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun akım
yoğunluğu parametresine etkisi ...............................................................94
Şekil 4.41. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun verim
parametresine etkisi .................................................................................95
Şekil 4.42. Motorun statoruna ait manyetik simülasyon önceki son CAD çizimi .....97
xx
Şekil
Sayfa
Şekil 4.43. Mıknatısların manyetik simülasyondan önceki boyutlandırma çizimleri 97
Şekil 5.1. Sonlu elemanlar metodunda kullanılan iterasyon ve karşılaştırmalı
analizlerin gerçekleştirilme zinciri ......................................................... 100
Şekil 5.2. Gerçekleştirilecek olan sistemin entegre sürücülü çevrimi .................... 101
Şekil 5.3. ANSYS ANSOFT Maxwell Motor Modelleri ........................................ 102
Şekil 5.4. ANSYS Simplorer ara yüzü .................................................................... 103
Şekil 5.5. SMFDA motorunun simülasyonlardaki uyartım şeklinin
basit gösterimi ........................................................................................ 104
Şekil 5.6. 48 V, 500 d/d’lık SMFDA motorunun Maxwell modeli ........................ 105
Şekil 5.7. Manyetik akı yoğunluğunun (B – Tesla) manyetostatik analiz sonucu
değişimi (manyetik alan dağılımı) ......................................................... 105
Şekil 5.8. Manyetik akı yoğunluğunun (B – Tesla) manyetostatik analiz sonucu
değişimi (manyetik alan kuvvet çizgilerinin dağılımı) .......................... 106
Şekil 5.9. Manyetik alan enerjisinin (E – Joule) manyetostatik analiz sonucu
değişimi .................................................................................................. 106
Şekil 5.10. Manyetik alan şiddetinin (H – A/m) manyetostatik analiz
sonucu değişimi .................................................................................... 107
Şekil 5.11. Akı yollarının iki faz uyartım esnasında anlık olarak manyetostatik
analizdeki değişimi ............................................................................... 107
Şekil 5.12. Simülasyonda oluşturulan sürme devresi.............................................. 109
Şekil 5.13. 100 ms – 400 ms aralığında manyetik akı yoğunluğunun (B) değişimi 110
Şekil 5.14. 100 ms – 400 ms aralığında akı yollarının (A) değişimi ...................... 111
Şekil 5.15. 100 ms – 400 ms aralığında depolanan manyetik alan enerjisi (E) ..... 111
Şekil 5.16. 100 ms – 400 ms aralığında sargılardaki akım yoğunluğunun
değişimi (J) .......................................................................................... 112
Şekil 5.17. 0-100 ms aralığında motor momentinin değişimi ................................. 113
xxi
Şekil
Sayfa
Şekil 5.18. 0-100 ms aralığında motor faz akımlarının değişimi ............................ 113
Şekil 5.19. 0-100 ms aralığında motor fazlarına ait sargı özindüktanslarının
değişimi ................................................................................................ 114
Şekil 5.20. 0-100 ms aralığında sargılarda meydana gelen kayıpların değişimi ..... 114
Şekil 5.21. 0-100 ms aralığında manyetik akının değişimi ..................................... 114
Şekil 5.22. Manyetik akının değişimi ..................................................................... 116
Şekil 5.23. Manyetik kuvvet çizgilerinin değişimi ................................................. 116
Şekil 5.24. Tasarlanan SMFDA motoruna ait 3D görünüşler ................................. 117
Şekil 5.25. 400.ms’de motor üzerinde oluşan manyetik akı yoğunluğunun
dağılımı................................................................................................. 118
Şekil 5.26. 400.ms’de motor üzerinde oluşan manyetik akı yoğunluğunun vektörel
olarak dağılımı...................................................................................... 118
Şekil 5.27. 400.ms’de sargılardaki akım yoğunluğunun dağılımı .......................... 119
Şekil 5.28. 400.ms’de motorda meydana gelen toplam kayıpların gösterimi ......... 119
Şekil 5.29. 0-100 ms aralığında motor momentinin değişimi ................................. 120
Şekil 5.30. 0-100 ms aralığında motor faz akımlarının değişimi ............................ 120
Şekil 5.31. 0-100 ms aralığında motor faz özindüktasnlarının değişimi................. 121
Şekil 5.32. 0-100 ms aralığında sargı kayıplarının değişimi ................................... 121
Şekil 6.1. Sargılarla birlikte motorun katı görünümleri (kesit) .............................. 122
Şekil 6.2. Sargılarla birlikte motorun katı görünümü (tam) ................................... 123
Şekil 6.3. Kesime hazır hale getirilmiş M330-50A silisli sacı ve teknik
özellikleri ................................................................................................ 125
Şekil 6.4. Kalıplarda kesilen elektrik sacları ........................................................... 126
Şekil 6.5. Presleme ve paketleme ............................................................................ 126
Şekil 6.6. Tasarlanan motorun mili ......................................................................... 133
xxii
Şekil
Sayfa
Şekil 6.7. Stator flanşı ............................................................................................. 134
Şekil 6.8. Motor kapakları....................................................................................... 134
Şekil 6.9. Motorun SolidWorks’da işlenmiş son hali ............................................. 135
Şekil 7.1. Kare dalga anahtarlama yönteminde fazların durumu ............................ 140
Şekil 7.2. Sinüs PWM anahtarlama yöntemi durumları .......................................... 141
Şekil 7.3. Histerezis akım kontrol yöntemi ............................................................. 142
Şekil 7.4. PWM ile akım kontrolü .......................................................................... 143
Şekil 7.5. PID kontrollü SMFDA motoru ............................................................... 144
Şekil 7.6. Hall effect sensörlerinin stator üzerinde kullanımı ................................. 146
Şekil 8.1. Motorun birinci kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki
ilişki ........................................................................................................ 158
Şekil 8.2. Motorun ikinci kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki
ilişki ........................................................................................................ 159
Şekil 8.3. Motorun üçüncü kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki
ilişki ........................................................................................................ 160
Şekil 8.4. Motor birinci kademede iken çıkış gücü, verimi ve hızı arasındaki
ilişki ........................................................................................................ 162
Şekil 8.5. Motor ikinci kademede iken çıkış gücü, verim ve hızı arasındaki
ilişki ........................................................................................................ 162
Şekil 8.6. Motor üçüncü kademede iken çıkış gücü, verim ve hızı arasındaki
ilişki ........................................................................................................ 163
Şekil 8.7. Motor birinci kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki ... 163
Şekil 8.8. Motor ikinci kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki .... 164
Şekil 8.9. Motor üçüncü kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki .. 164
Şekil 8.10. Standart bir SMFDA motoru ile gerçekleştirilen yeni üç kademeli
SMFDA motoru için verim karşılaştırması .......................................... 166
xxiii
RESİMLER LİSTESİ
Resim
Sayfa
Resim 6.1. Sarıma hazır hale getirilmiş stator ........................................................ 127
Resim 6.2. Polyester film malzemenin stator oluklarına yerleşimi ........................ 129
Resim 6.3. Sarım şemasının çıkarılması ve sargıların oluşturulması ..................... 129
Resim 6.4. Statorun sarımı ...................................................................................... 130
Resim 6.5. Sarılmış statorlar ................................................................................... 130
Resim 6.6. Mıknatıs tasarımı ve mıknatısların gövdeye yerleşimi ......................... 131
Resim 6.7. Motorun son görünüşleri (a) Komple görünüş (b) Sargılar dışarıda .... 136
Resim 7.1. 48V, 150A FDAM sürücü devresi ........................................................ 147
Resim 8.1. Kontrol sistemi, (a) İç görünüm (b) Dış görünüm ................................ 149
Resim 8.2. Test standı (Kısım 1) ............................................................................ 150
Resim 8.3. Test standı ve sürücünün programlanması (Kısım 2) .......................... 151
Resim 8.4. Birinci kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi....... 152
Resim 8.5. Birinci kademede 200 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi....... 152
Resim 8.6. İkinci kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi ........ 153
Resim 8.7. İkinci kademede 200 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi ........ 153
Resim 8.8. Üçüncü kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi ..... 153
Resim 8.9. Üçüncü kademede 176 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi ..... 154
Resim 8.10. Yüklü çalışma deneyleri için kurulmuş olan test düzeneği ................ 155
Resim 8.11. Su freni ve motora akuple edilişi ........................................................ 156
Resim 8.12. 168 Hz ve 144 Hz değerlerinde akım ve gerilim dalga şekilleri......... 156
Resim 8.13. 168 Hz ve 144 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti .. 156
xxiv
Resim
Sayfa
Resim 8.14. 190 Hz ve 172 Hz’de motor ikinci kademede iken akım ve gerilim
profilleri ............................................................................................. 158
Resim 8.15. 190 Hz ve 172 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti .. 159
Resim 8.16. 176 Hz ve 136 Hz’de motorun üçüncü kademede akım ve gerilim
profilleri ............................................................................................. 160
Resim 8.17. 176 Hz ve 136 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti .. 161
xxv
SİMGELER VE KISALTMALAR
Bu çalışmada kullanılmış tüm simgeler ve kısaltmalar açıklamaları ile birlikte
aşağıda sunulmuştur.
Simgeler
Açıklama
A
Elektriksel yükleme, A/mm
ar
Kutup adımı, rad
B
Manyetik akı yoğunluğu, T
Bm
Motorun çakışık konumda aldığı maksimum akı
yoğunluğu değeri, T
βr
Rotor kutup yay açısı, rad
βs
Stator kutup yay açısı, rad
CWs
Statorun boyunduruk kalınlığı, mm
d
Görev saykılı
D
Rotor dış çapı, mm
Do
Stator dış çapı, mm
Di
Stator iç çapı, mm
Dsh
Motor mil çapı, mm
e
Zıt elektromotor kuvvet, V
F
Manyeto motor kuvvet, AmperTur
ϕ
Akı, Wb
g
Hava aralığı, mm
i
Faz akımı, A
Irms
Maksimum akım değeri, A
J
Manyetik akım yoğunluğu, A/mm2
λ
Gerçek akı değeri, Wb
k2
Rotor kutup açısının rotor kutupları arasındaki
mesafeye oranı
kl
Motor uzunluğunun rotorun dış çapına oranı
xxvi
Simgeler
Açıklama
k3
Stator kutup yay açısının rotor kutup yay açısına
oranı
kth
Stator boyunduruk kalınlığının stator kutup yay
genişliğinin yarısına oranı
La
Çakışık konum faz endüktansı, mH
Lmax
Maksimum faz endüktansı, mH
Lmin
Minimum faz endüktansı, mH
Lu
Çakışık olmayan konum faz endüktansı, mH
M
Ortak endüktans, mH
m
Faz sayısı
µ
Manyetik geçirgenlik, mH/m
n
Motor hızı, d/d
N
Sarım sayısı
Ncl
Bir fazda birbirine seri bağlı sargıların sayısı
Pr
Rotor kutup sayısı
Ps
Stator kutup sayısı
θ
Rotor konumu, derece
Te
Üretilen moment, Nm
THs
Bir stator kutbunun uzunluğu, mm
TWr
Bir rotor kutbunun yay uzunluğu, mm
TWs
Bir stator kutbunun yay uzunluğu, mm
tu-a
Çakışık olmayan konumdan çakışık konuma
geçiş zamanı, ms
Vcoil
Sargı gerilimi, V
Vs
Uygulanan gerilim, V
Wf
Sargıda depolanan enerji, Joule
Wm
Dönüştürülen enerji, Joule
We
Toplam enerji, Joule
Wc
Koenerji, Joule
xxvii
Kısaltmalar
Açıklama
AA
Alternatif Akım
ARM
Anahtarlamalı Relüktans Motor
CW
Saat Yönü
CAD
Bilgisayar Destekli Tasarım
D
Diyot
DA
Doğru Akım
DAM
Doğru Akım Makinesi
EIA
Elektronik Endüstrileri Birliği
EMK
Elektro Motor Kuvvet
FDAM
Fırçasız Doğru Akım Motoru
FEM
Sonlu Elemanlar Metodu
I/O
Giriş/Çıkış
MMK
Manyeto Motor Kuvvet
PIC
Programlanabilir Denetleyici Devresi
PWM
Darbe Genişlik Modülasyonu
RAM
Rastgele Erişilebilir Bellek
R-Dump
Sönümleme Dirençli
SCR
Silikon Kontrollü Doğrultucu
SMSM
Sabit Mıknatıslı Senkron Motor
SMFDAM
Sabit Mıknatıslı Fırçasız Doğru Akım Motoru
T
Tristör
VA
VoltAmper
1
1. GİRİŞ
Teknolojinin gelişmesi ile birlikte insan hayatını kolaylaştırıcı yüksek verimli ve
çevre dostu ürünlerin tasarlanması ve kullanılması kaçınılmaz bir durum haline
gelmiştir. Dünyada gün geçtikçe kullanım alanı artan elektrikli bisikletler, elektrikli
motosikletler
ve
elektrik
otomobiller
de
bunlara
verilebilecek
en
güzel
örneklerdendir. Özellikle çevirici güç elektroniği devreleri üzerinde kaydedilen
çalışmalar ve gelişmeler ile diğer elektrik makinelerine oranla fırçasız doğru akım
makinelerinin (FDAM) daha az anahtarlama elemanına ihtiyaç duyması, verimlerinin
yüksek olması, hacimlerinin ve ağırlıklarının az olması, moment yoğunluklarının ve
moment/ağırlık oranlarının fazla olması nedeniyle özellikle değişken hızlı ve yüksek
momentli uygulamalarda popüleritesi giderek artmaktadır. Elektrik motorları güç
elektroniği devreleri ile kontrol edildiğinde döndürme momenti, hız ve ivmelenmesi
iyileştirilebilmekte ve verimliliği arttırılabilmektedir. Ancak kullanılacak kontrol
devresine karşılık elde edilecek üstünlükler; maliyet, boyut ve devre karmaşıklığının
artışı nedeniyle her alanda kullanılamamaktadır. Bu nedenle elektronik kontrollü
elektrik motorlarının kullanım alanları sınırlı kalmıştır. Bu tür motorların geniş
kullanım alanı bulabilmesi için basit, düşük maliyetli ve güvenilir kontrol devrelerine
ihtiyaç duyulmaktadır. Fakat özellikle son yıllarda üzerinde birçok akademik çalışma
gerçekleştirilen sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım motoru (SMFDAM); asenkron
ya da DA motorların kullanılamayacağı uygulamalar başta olmak üzere çok sayıda
uygulamada bu gereksinime cevap verecek aday konumundadır.
Gerçekleştirilen araştırma ve geliştirme çalışması toplam 9 bölümden oluşmaktadır.
Bölüm 2’de çalışmanın konusu ve kapsamı ile sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım
motorlarının başlıca kullanım alanı olan elektrikli araçların tarihçesi ve bu motorlar
ile ilgili literatürde gerçekleştirilen çalışmalar ve tezin bilime olan katkısı üzerinde
durulmuştur.
Bölüm 3’te tasarlanan motorun matematiksel modeli çıkartılarak eşdeğer devre
üzerinde gerekli parametrelerin nasıl elde edildiğine değinilmiştir.
2
Bölüm 4’te motorun tasarım sürecinden bahsedilmiştir. Tasarımdan önce belirlenen
parametreler yardımı ile motorun ana boyutlarını belirleyecek fiziksel parametreler
çıkartılmış ve motor tasarımında kullanılan katsayılar yardımı ile doğrulamalar
yapılmıştır.
Bölüm 5’te motorun analitik tasarımı sonlu elemanlar metodu ile doğrulanmıştır.
Tasarlanan kaynaklar yardımıyla döndürülen motor modellerinin her aşamasında
elde edilen moment, akı, manyetik alan enerjisi, çıkış gücü gibi değerleri kayıt altına
alınmıştır.
Bölüm 6’da prototip üretimi tamamlanan motorun fabrikasyon sürecinden
bahsedilmiştir. Motorun üretim aşamaları ve prototip üretiminde karşılaşılan
zorluklar ile bu zorlukların çözümü için geliştirilmiş olan teknikler anlatılmıştır.
Bölüm
7’de
fırçasız
doğru
akım
makinelerinde
kullanılan
dönüştürücü
teknolojilerinden bahsedilmiş, uygulamamız için seçilmiş olan dönüştürücü tipinin
özelliklerine değinilmiş ve motorun çalışması için çok önemli yeri olan sürücü
devresinden bahsedilmiştir.
Bölüm 8’de tasarlanan üç kademeli stator yapısı olan fırçasız doğru akım motoru
üzerinde gerçekleştirilen deneysel çalışmalara yer verilmiştir. Motorun analitik,
benzetim ve deneysel çalışmalardan elde edilen sonuçları karşılaştırılmış ve
sunulmuştur.
9. ve son bölümde ise çalışmada elde edilen sonuçların değerlendirilmesine ve
gelecekte bu konuda yapılabilecek çalışmalara ışık tutması açısından tavsiye edilen
noktalara yer verilmiştir.
3
2. ÇALIŞMANIN KAPSAMI, LİTERATÜR ÖZETİ VE TEZ ÇALIŞMASININ
BİLİME KATKISI
Bu bölümde elektrik motorlarının sınıflandırılması ve fırçasız doğru akım
motorlarının bu sınıflandırmadaki yeri, temel motor denklemleri ile fırçasız doğru
akım makinaları ile ilgili gerçekleştirilmiş çalışmalar üzerinde durulmuştur.
Tasarlanacak olan ve kısaca hub motor olarak adlandırılan sürekli mıknatıslı fırçasız
doğru akım motorunun temel uygulama alanı olan elektrikli araçlardan bahsedilmiş;
elektrikli araçların tarihi geçmişi ve uygulamanın gerçekleştirilmiş olan tasarımlar
arasındaki yeri ile tez çalışmasının bilime olan katkısından bahsedilmiştir.
2.1. Elektrik Motorlarının Sınıflandırılması
Çalışmanın temelini oluşturan sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım motorları
(SMFDAM) ile ilgili temel ve detaylı bilgileri vermeden önce genel olarak elektrikli
motorların sınıflandırılmasından ve temel motor eşitliklerinden bahsetmekte fayda
vardır. Şekil 2.1’de verilen sınıflandırma metodu; motorların komütasyon tipine yani
manyetik alanın nasıl oluşturulduğuna göre gerçekleştirilmiş bir çalışmadır [1].
Şekil 2.1. Elektrik motorlarının komütasyon tiplerine göre sınıflandırılması
4
2.1.1. Sabit mıknatıslı doğru akım (DA) motorları
Bilinen en eski elektrik makinalarındandır. Doğru akım makineleri kolay kontrol
edilebilme ve yüksek performansa sahip olma gibi önemli üstünlüklerinin yanında
kolektör ve fırçalarından kaynaklanan mekanik arıza ve periyodik bakım gibi bazı
istenmeyen zayıf yönleri de vardır.
Şekil 2.2. Sabit mıknatıslı doğru akım motorları
Sabit mıknatıslı DA motorlarında klasik doğru akım motorlarında kullanılan alan
sargıları yerine sabit mıknatıslar bulunur. Sabit mıknatıslar, elektrik makinelerine
yapı bakımından önemli faydalar sağlar. Bunların başında, makineye gerekli olan
manyetik alanı üretmek için harici bir uyartım kaynağına olan ihtiyaç ve böylece
uyartımdan kaynaklanan güç kayıpları ortadan kalkar. Sabit mıknatıslı makinelerde
alan sargıları olmadığı için, serbest uyartımlı emsallerine göre daha yüksek verimleri
vardır ve daha az malzeme kullanıldığı için daha az hacim kaplayarak daha düşük
maliyette imal edilebilirler. Sabit mıknatıslı tip çoğu küçük DA motorları
otomobillerde yaygın olarak kullanılır. Yol verme motorları, cam sileceği motorları,
pencere motorları, havalı direksiyon motorları, pervane motorları ve diğer
aksesuarları süren motorların hepsi DA motorlardır. Minyatür DA motorlarının çoğu
taşınabilen ve batarya ile çalışan alet ve aparatlarda kullanım yeri bulmaktadır.
5
2.1.2. Alan sargılı DA motorları
Klasik mıknatıslı tip DA motorlarından farkı, hem stator hem de rotor manyetik
alanının oluşturulabilmesi için elektromıknatısların kullanılmasıdır. Seri, şönt ve
kompunt makine olarak üç ana gruba ayrılır. Başka bir tipi de hem DA hem de
AA’da kullanılma özelliğine bulunan üniversal motorlardır. Verimleri sabit
mıknatıslı tip DA motorlarına göre sargılarda meydana gelen kayıplardan dolayı
daha düşüktür. Kullanım alanı en geniş olan makineler grubunda bulunurlar.
Elektrikli araçlar, ev aletleri gibi birçok alanda uygulama olanağı vardır.
Şekil 2.3. Sargılı tip doğru akım motorları
2.1.3. Asenkron motorlar
Asenkron motorlar, endüstride en fazla kullanılan elektrik makineleridir. Çalışma
ilkesi bakımından asenkron motorlara indüksiyon motorları da denilmektedir. Diğer
elektrik makinelerine göre daha düşük maliyetlidirler ve bakıma daha az ihtiyaç
duyarlar. Bu özellikler, asenkron motorların endüstride en çok kullanılan motorlar
olmalarına sebep olmuştur. Asenkron makineler endüstride genellikle motor olarak
çalıştırılırlar, fakat belirli koşulların sağlanması durumunda generatör olarak da
çalıştırılabilirler.
6
Asenkron makineleri senkron makinelerden ayran en büyük özellik, dönme hızının
sabit olmayışıdır. Bu hız motor olarak çalışmada senkron hızdan küçüktür.
Makinenin asenkron oluşu bu özelliğinden ileri gelmektedir.
Şekil 2.4. Sincap kafesli asenkron motorlar
Asenkron motorlar genel olarak stator ve rotor olmak üzere iki kısımdan
yapılmışlardır. Stator, asenkron motorun duran kısmıdır. Rotor ise dönen kısmıdır.
Asenkron motorun rotoru, kısa devreli rotor (sincap kafesli rotor) ve sargılı rotor
(bilezikli rotor) olmak üzere iki çeşittir. Sanayide ve diğer birçok alanda büyük
çoğunlukla kullanılan kafesli tip, yapımı en kolay, en dayanıklı, işletme güvenliği en
yüksek, bakim gereksinimi en az ve en yaygın olan elektrik motorudur. Sincap
kafesli asenkron motorun sakıncası kalkış momentinin nispeten küçük, kalkış
akımının büyük olmasıdır.
2.1.4. Anahtarlamalı relüktans motorlar
Anahtarlamalı relüktans motor; esas olarak senkron makine olan relüktans
motorunun yarı iletken anahtarlarla kontrol etmeye elverişli olarak yapılan bir
çeşididir. Bu motorun hem statorunda hem de rotorunda çıkık kutuplar var olup,
sadece statorunda sargı bulunur. Bu yüzden motor bazen çift çıkıntılı motor olarak ta
adlandırılır. Rotorlarında herhangi bir mıknatıs, sargı ya da kısa devre halkası
7
bulunmayıp sadece masif demir veya sac paketi içerir. Statorun ise basit eş merkezli
kutuplardan oluşan bir yapısı bulunur. ARM’ler stator/rotor kutup oranlarına göre de
sınıflandırılır.
Şekil 2.5. Anahtarlamalı Relüktans motor
Anahtarlamalı relüktans motor; temel olarak rotordaki bir çıkık kutbun statordaki
sargı ile uyarılan kutup tarafından elektromıknatısta olduğu gibi manyetik relüktansın
minimum olacağı konuma çekilmesi ile döner. Stator kutupları sırasıyla uyarılır ve
her seferinde başka kutuplar çekilerek dönme devam eder. Bu çekme işlemi; uyarma
akımının her seferinde aynı yönde uygulanması ile yapılabildiğinden ve kullanılacak
dönüştürücüde akım yönünün değiştirilmesine gerek olmadığından, dönüştürücüdeki
yarı iletken anahtar sayısı diğer elektronik kontrollü motorlara göre yarı yarıya azalır.
2.2. Elektrik Motorlarında Kullanılan Temel Elektromanyetik Eşitlikler
Fırçasız doğru akım motorları ile ilgili detaylı bilgiler vermeden ve karmaşık bir
motor tasarımı üzerinde yoğunlaşmadan önce, temel olarak elektrik makinelerin
çalışma prensipleri ile ilgili elektromanyetik ve fiziksel eşitliklerden bahsetmekte
fayda vardır.
8
Elektromanyetik bir alan içerisinde yer alan yüklü bir parçacık üzerinde meydana
gelen kuvvet ilk kez 18. yy ’da keşfedilmiştir. Lorentz kuvveti olarak bilinen bu etki
aşağıdaki eşitlik ile ifade edilir.
F  q[ E  (v  B)]
(2.1)
Burada ifade edilen F Lorentz kuvvetini(N), E elektrik alanını(V/m), B manyetik akı
yoğunluğunu(T), q parçacığın elektriksel yükünü(coulomb), v parçacığın anlık
hızını(m/s) gösterir. İletken içerisinde meydana gelen akım gerçekte elektrik
yükünün hareketi olduğu için, akım taşıyan iletken üzerindeki manyetik alanın etkisi
aşağıdaki eşitlik ile ifade edilebilir:
F  IL  B
(2.2)
1830’larda Michael Faraday indüksiyon kanunu (Lenz Kanunu) ortaya atmış ve bir
elektrik devresinde indüklenen elektromotor kuvvetin (EMK) devredeki manyetik
akının değişim oranına eşit olduğunu savunmuştur.
 E  
B
t
(2.3)
Faraday’ın indüksiyon kanununa göre V hızında ve L uzunluğundaki iletken
üzerinde B manyetik alan yoğunluğu bulunuyor ise iletkende indüklenen gerilim şu
şekilde ifade edilebilir.
  BLV
(2.4)
Bu teorileri takiben 1860’larda James Maxwell; Maxwell eşitlikleri altında elektrik
ve manyetizmayı birleştirme başarısını göstermiştir. Bu eşitlikler temel olarak
elektriksel ve manyetik formlar arasında enerji transferinin nasıl gerçekleştirildiğini
göstermekte idi. Şekil 2.6’da belirtildiği gibi, bir iletken içinden geçen akım iletken
etrafında bir manyetik alan oluşmasına neden olmaktadır.
9
Şekil 2.6. İçinden akım geçen iletken etrafında meydana gelen manyetik alan
Manyetik akı belirli bir alanda ölçülen manyetik alan miktarının ölçüsüdür. Kısacası;
Φ harfiyle gösterilen manyetik akı, toplam manyetizmanın ölçüsüdür ve bu yönüyle
elektrik yükün manyetik karşılığıdır. Manyetik akı yoğunluğu ise B harfiyle gösterilir
ve birim kesit alandan geçen manyetik akı miktarının ölçüsüdür. Manyetik akı birimi
weber'dir (Wb). Bu durumda manyetik akı yoğunluğu ise weber/ metre2’dir (Wb/m2).
Ancak uluslararası SI birimlerde Tesla birimi de kullanılır (T). Buna göre 1T = 1
Wb/m2’dir.
B

A
(2.5)
Manyetik alan şiddetinin geleneksel (ve elektrik mühendisliğinde kullanılan) tanımı
farklıdır. Manyetik alan şiddeti H simgesiyle gösterilir ve birimi de amper/m’dir.
H
MMF
L
(2.6)
Oluşan manyetik alan ve manyeto motor kuvvet; manyetik devrenin R relüktansı
üzerinde etkisini göstermektedir. Bu etki Ohm kanunu ile bağdaştırılabilir.
MMF  .R
(2.7)
Manyetik yolun relüktansı verilen bir manyetik devrede oluşan manyetik akı
miktarının hesaplanmasında çok önemlidir. Bu değer manyetik geçirgenlik gibi
fiziksel özelliklere bağlı olarak değişim gösterir.
10
R
L
0 .r . A
(2.8)
2.2.1. Manyetik geçirgenlik
Herhangi bir ortam (boşluk, demir, vs.) için manyetik akı yoğunluğunun (B)
manyetik alan gücüne (H) oranı sabittir ve bu oran “manyetik geçirgenlik sabiti”
olarak adlandırılır. Manyetik geçirgenlik, bir malzemenin manyetik alan etkisinde
kalması durumunda edinmiş olduğu mıknatıslılık özelliğinin derecesidir. Manyetik
geçirgenliği yüksek olan malzemeler manyetik akının daha kolay geçmesine izin
veren malzemelerdir.
0  r 
B
H
(2.9)
Burada bahsi geçen 0 havanın geçirgenliğini ifade etmektedir ve değeri 4π.10-7
H/m’dir. Birçok malzemenin B-H eğrisi doğrusaldır yani doğrusal manyetik
geçirgenlikleri bulunmaktadır. Hava, diamanyetik ve paramanyetik olan malzemeleri
manyetik geçirgenlikleri bakımından Şekil 2.7’deki gibi göstermek mümkündür.
Şekil 2.7. Farklı malzemelere ait B-H eğrileri [2, 3]
Manyetik geçirgenliği havadan az olan malzemeler diamanyetik, fazla olan
malzemeler ise paramanyetik malzemeler olarak adlandırılır. Manyetik malzemelerin
bilinen en önemli sınıfı ferromanyetik malzemelerdir. Demir, nikel, kobalt ve
mangan ile bileşikleri bunlara verilebilecek en güzel örneklerdendir. Bu
materyallerin B-H eğrileri lineer olmayan bir özellik sergiler.
11
Şekil 2.8. Bilinen ferromanyetik malzemelerin B-H eğrileri [4]
Ferromanyetik malzemelerin manyetik akı yoğunlukları hızlı bir artış gösterirken
belirli bir manyetik alan şiddetinden sonra sabitlenir. Bu noktaya “doyum” noktası
adı verilmektedir. Şekil 2.8’de verilen eğrilerde en fazla manyetik geçirgenliği olan
silikon çeliği 1.8T gibi bir değerde doyuma ulaşmaktadır. Bu özelliklerinden dolayı
elektrik motorları, generatörleri vb. gibi uygulamalarda sıkça kullanılan türlerdendir.
2.2.2. Artık mıknatısiyet ve histerezis kayıpları
Maddede, kendisini mıknatıslayan manyetik alan ortadan kalktığı (şiddeti sıfıra
düşürüldüğü) hâlde, devam eden mıknatıslık ya da bir başka deyişle, arta kalan
manyetik akı yoğunluğuna “artık mıknatısiyet” adı verilir ve Br ile ifade edilip Tesla
ile ölçülür. Nicel değeri histerezis eğrisinden okunabilir. Artık mıknatısiyet, söz
konusu maddeye zıt yönlü bir manyetik alan uygulanarak giderilir. Artık manyetik
akı yoğunluğunu sıfıra düşüren bu alan şiddetine “gideren alan” ya da “koersivite”
denir ve Hc ile gösterilir, birimi A.m-1’dir ve nicel değeri histerezis eğrisinden
okunabilir.
Bir makinedeki histerezis kayıpları ise ferromanyetik malzemede gözlenen manyetik
remenans, yani artık mıknatıslıkla ilgili bir durumdur. Şekil 2.9’da görüleceği üzere,
belirli bir manyetik alan şiddetine ulaşmak için verilen enerji; malzeme üzerindeki
12
manyetik alan ortadan kalkarken ortaya konan enerjiden daha büyüktür. Bu durum
her döngüde enerji kaybı ortaya çıkarır. Bu kayıp aşağıdaki eşitlik ile ifade edilir.
Ph  K h . f .B n
(2.8)
Şekil 2.9. Histerezis eğrisi
Eşitlikte ifade edilen Kh malzemenin artık mıknatısiyetine bağlı bir sabittir. “n” ise
Steinmetz katsayısı olup malzemeye göre değişiklik gösterir. Demir için 1,6’dır. “f”
ise frekansı ifade etmektedir.
2.2.3. Eddy akımları
Eddy ya da Foucault kayıpları olarak da adlandırılan girdap akım kayıpları, alternatif
akım ya da zamanla değişen alanların söz konusu olduğu durumlarda malzemede ya
da çekirdekte ortaya çıkan ısı (joule) kayıplarıdır. Eşitlik 2.9 ile ifade edilir;
2
Pe  Ke . f 2 .Bmax
(2.9)
Faraday yasasına göre zamanla değişken bir alan içinde bulunan iletkenlerde bir
gerilim indüklenir. Ferromanyetik malzemelerin moleküllerinde de bir gerilim
13
indüklenir. İndüklenen bu gerilimler sonucu oluşan akımlar moleküller arasında
çevrimini tamamlamaya çalışır ve böylece ferromanyetik malzeme, birçok kısa devre
olmuş sargılar gibi davranır. Meydana gelen girdap akımları, manyetik alan
frekansında olacağından elektronların birbirine sürtünmeleri neticesinde moleküller
ve moleküllerin teşkil ettiği kısımlar ısınır. Isı kaynağı teşkil eden bu kısımlardan
cidarlara doğru bir ısı akışı meydana gelir ve cisim ısınır, dolayısıyla ısı kayıpları
ortaya çıkar. Meydana gelen girdap akımları, manyetik alanın frekansı yanında
malzeme cinsi, yapısı ve boyutlarına bağlıdır. Girdap akımlarının izledikleri yolları
tam olarak belirlemek mümkün olmadığı gibi izledikleri yol da düzgün değildir.
Girdap akımları, sadece malzemenin ısınmasına değil, aynı zamanda kendisini
oluşturan alana ters yönde olacağından manyetik alanın da zayıflamasına neden
olurlar.
Bu durumu ortadan kaldırmak ve girdap akımlarının yollarını kısaltmak için lamine
edilmiş dilimli silikon saclar kullanılır. Ticari motorlarda kullanılan laminasyon
saclarının kalınlıkları 0,25 mm ile 1 mm arasında değişir.
Şekil 2.10. Lamine sacların kullanımı ve eddy akımlarının azaltılması
2.3. Sürekli Mıknatıslı Fırçasız Doğru Akım Motorları (SMFDAM)
Asenkron motorlar, senkron motorlar ile doğru akım (DA) motorları gibi klasik
elektrik makinaları üzerine yapılan araştırmaların belirli bir doyuma ulaşmasından
14
sonra özel elektrik motorları üzerine yapılan çalışmalar, hız kazanmıştır. Bu
kategoride değerlendirilen makinalardan biri de fırçasız doğru akım motorlarıdır.
Sürekli mıknatıslı alternatif akım ve doğru akım motorları günümüzde birçok
uygulamada sıkça kullanılmaya başlanmıştır. Bu motorlar, asenkron ya da DA
motorların kullanılamayacağı
uygulamalar başta olmak üzere çok sayıda
uygulamada, verimlerinin yüksek olması, hacimlerinin ve ağırlıklarının az olması,
moment yoğunluklarının ve moment/ağırlık oranlarının yüksek olması nedeniyle
tercih sebebi olmaya başlamıştır. Sürekli ya da sabit mıknatıslı fırçasız doğru akım
motorları (SMFDAM); rotoru sabit mıknatıs yapısında, çok fazlı (genellikle üç fazlı),
statorunda armatür sargıları bulunan senkron motorlar olarak ta bilinirler.
Bu
motorların
senkron
hızda
dönmeleri,
fırça
ve
kollektörler
yapıları
bulundurmamasından dolayı kullanım alanlarını gün geçtikçe genişletmektedir.
Özellikle yanıcı ve patlayıcı maddelerin bulunduğu ortamlarda güvenli bir şekilde
kullanılmaları ile dikkat çekmektedirler. Fırça ve kollektörün bulunmaması nedeniyle
de periyodik bakım gerektirmezler. SMFDAM’ları, kendi sınıfından olan sabit
mıknatıslı senkron motorlara göre, güç/ağırlık oranı bakımından %25 daha
avantajlıdır. Bu oran; aynı boyutta üretilen SMFDAM’unun SMSM’ dan %25 daha
fazla güç ürettiği anlamına gelir. Bu nedenle, fırçasız DA motorunun kullanımı her
geçen gün artmaktadır.
SMFDA motoru ilk olarak 1962’de T.G. Wilson ve P.H. Trickey’ in “ DC Machine
with Solid State Commutation” adlı çalışmalarında ortaya çıkmıştır. Ancak o günün
teknoloji şartları altında 5 beygirden büyük endüstriyel motorlar bir süre sadece
pratikte var olmaktaydılar [5]. 80’li yılların başlarında yüksek güçteki sürekli
mıknatıs malzemeleri ve yüksek gerilim transistörleri alanında yapılan çalışmalar ve
buluşlar sonrası bu tip motorlar ve kontrolü çok daha geniş bir şekilde incelenmeye
başlanmış ve birçok alanda hayatımıza girmiştir.
Asenkron motorların veriminin kayma ile değişmesi, reaktif akıma ihtiyaç duyması
ve özellikle robotik gibi üstün performanslı uygulamalarda gereksinim duyulan
yüksek moment/ağırlık oranını karşılamaması nedeniyle, alternatif çözüm arayışları
15
başlamış ve bu anlamda yüksek performanslı uygulamalar için farklı motorlar
geliştirilmiştir [6].
Son yıllarda, literatürde FDAM motorları ile ilgili olarak kontrol alanında birçok
çalışma yapılmıştır. Hoang ve Dessaint (1989), senkron motorlar için bir adaptif
akım denetim yapısı önermişlerdir. Sistemin dinamik ve statik performansına göre
histeresiz ve tahminsel denetim yapılarından biri seçilmektedir [7]. Nandam ve Sen
(1990), SMSM için adaptif gözlemleyici tabanlı, değişken yapılı bir denetleyici
tasarlamışlardır. Tasarladıkları denetleyici sistem parametrelerinin kestirimini
amaçlamıştır [8]. Bose (1990), alternatif akım motorları için bir adaptif histeresiz
akım denetleyicisi önermiştir. Denetleyici histeresiz, bant modülasyonunu çalışma
şartlarına göre sistem parametrelerinden hareketle hesaplamaktadır [9]. Hemati vd.
(1990), robot uygulamaları için SMSM’nin dayanıklı lineer olmayan denetimini
yapmışlardır [10].
Raymond ve Jeffrey (1991), SMSM’nin Motorola 68020 mikroişlemcisini kullanarak
gerçek zamanda (real-time) adaptif denetimini yapmışlardır. Oluşturulan denetleyici
için motor sistemi lineerleştirilmiş, eviricinin lineer olmayan etkileri ve
modellenemeyen sistem dinamikleri ihmal edilmiştir. Denetleyicinin yeniden
hesaplanabilmesi için mekanik parametrelerin kestirimi gerçekleştirilmiştir [11].
Pelczewski vd. (1991), SMSM’nin optimal model takipli denetimini yapmışlardır.
Denetleyicinin hesaplanması için motor modeline ve lineerleştirilmesine ihtiyaç
bulunmaktadır [12].
Matsui ve Ohashi (1992), SMSM için DSP tabanlı adaptif bir denetleyici
önermişlerdir [13]. Chern ve Wu (1993), değişken yapılı denetleyici kullanarak
SMSM’nin
konum
denetimini
yapmışlardır.
Bilinmeyen
yük
ve
motor
parametrelerine göre denetleyici her an yeniden hesaplanmaktadır. Sistem modeline
ihtiyaç vardır ve çok uzun hesaplamalar yapılmaktadır [14]. Sharaf ve Ghosh (1993),
SMSM için kural tabanlı bulanık mantık denetleyici önermişlerdir [15]. Suyitno vd.
(1993), servomotorlar için bulanık mantık kullanılarak değişken yapılı bir denetleyici
16
önermiştir. Denetleyici yapısı bulanık mantık ile sürekli değiştirilmektedir [16]. Ko
vd. (1994), adaptif yük momenti gözlemleyicisi kullanarak SMSM için dayanıklı bir
sayısal konum denetleyicisi önermişlerdir [17]. Liu ve Cheng (1994), rotor konumu
algılanmadan SMSM’nin kendinden-ayarlı (self-tuning), model-takipli (modelfollowing) ve model-referans adaptif denetimini yapmışlardır. İki stator akım ve
gerilimleri kullanılarak akı kestirimi yapılmıştır. Sistem modeline bağımlılık vardır
[18].
Liaw ve Cheng (1994), motor sürücü sistemleri için yeni bir bulanık denetleyici
önermişlerdir [19]. Cerruto vd. (1995), robot uygulamalarında kullanılan SMSM için
dayanıklı bir sayısal konum denetleyicisi önermişlerdir [20]. Chung vd. (1998), yeni
bir ani moment denetim yöntemi önermişlerdir. Model referans adaptif sistem
kullanılarak motor akısı kestirimi yapılmış ve bu kestirim sonucu matematiksel
model kullanılarak denetleyici hesaplanmıştır [21].
Bolognani vd. (1999), Kalman filtreli rotor ve hız parametrelerinin kestirimi için
salgılayıcısız dijital bir sürücü tasarımı yapmışlardır [22]. Petrovic vd. (2000),
moment dalgalanmalarını önlemek için yeni bir adaptif kontrol yöntemi
önermişlerdir. Zadeh (2001), deneysel bir vektör kontrollü denetleyici üzerinde
TMS320C31 DSP kullanarak sabit moment kontrolünü gerçekleştirmiştir [23]. Zhao
vd. (2004), çok yüksek hızlarda 200000 (d/d) sabit mıknatıslı senkron motorun DSP
tabanlı kontrolünü gerçekleştirmişlerdir [24]. Yue vd. (2005), uzay uygulamaları için
3 eksenli hareket simülatöründe kullanılmak üzere sabit mıknatıslı senkron motorun
adaptif kontrolle denetimini gerçekleştirmişlerdir. Kim vd. (2005), sabit mıknatıslı
senkron motor için gerilim bozulmalarını kontrol amaçlı PWM VSI inverter
geliştirmişlerdir [26].
Araç teknolojisinde kullanılmakta olan fırçasız doğru akım motorlarının tasarımı ile
ilgili birçok çalışma gerçekleştirilmiştir [27-36]. Benzer çalışmalar batarya
teknolojisinin geliştirilmesi aşamalarında da gerçekleştirilmiştir [37-42]. Özellikle
son yıllarda elektrikli araç motorları üzerinde gerçekleştirilmiş olan moment ve hız
kontrolü üzerine gerçekleştirilen çalışmalar kayda değerdir [43-51].
17
2.3.1. Sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım motorlarının yapısı ve tipleri
SMFDA motoru yapı olarak, statoru birbirine art arda yerleştirilmiş silisli lamineler,
oluklara yerleştirilmiş sargılardan ve sürekli mıknatısları bulunan bir ya da daha çok
rotordan oluşur. Genel olarak statorları asenkron motorların statoruna benzemekle
beraber sargılar farklı şekillerde sarılabilmektedir. Stator gövdesindeki boşluklardan
geçen bobinler bir araya gelerek stator sargısını meydana getirmekte ve stator
etrafında kutup çiftleri halinde dağılmaktadır.
Şekil 2.11. Sürekli mıknatıslı fırçasız doğru akım makinesi
Çoğu SMFDA motorunun yıldız şeklinde bağlanmış üç adet stator sargısı vardır.
Sürekli mıknatıslı alternatif akım motorlarında sargılar stator boyunca sinüzoidal
olarak dağılırlar ve sinüzoidal formda EMK üretirler. SMFDA motorları ise stator
sargıları trapezoidal biçimde dağılır ve endüklenen EMK trapezoidal formdadır. Bu
amaçla SMFDA motoru stator sargıları kutup ayaklarının altına yığılmış biçimde yer
alır.
18
Rotorda ise sürekli mıknatıs olarak çoğunlukla Neodmiyum Demir Bor (NdFeB) tip
nadir toprak mıknatıslar kullanılr. Ayrıca Samaryum Kobalt (SmCo) gibi az bulunur
ve pahalı mıknatıslar da küçük boyutlarda yüksek manyetik alan yoğunluklarına
ulaşılabilmektedir. Bu tip mıknatıslar özellikle uzay ve havacılık uygulamalarında
kullanılmaktadır. Kullanılan kutup sayısı ve mıknatısın cinsi, elde edilmek istenen
manyetik alan yoğunluğuna göre değişmektedir.
Sürekli mıknatıslı motorlar kendi aralarında da rotor yapısına ve kullanım alanına
göre sınıflandırılmaktadırlar. SMFDA motorlarını yapı olarak dört grupta
tanımlanabilir:

Yüzey mıknatıslı (Surface magnet)

Yüzeye gömülü mıknatıslı (Inset magnet)

Dâhili mıknatıslı (Interior magnet)

Hava boşluklu sargılı (Air gap winding)
Yüzey Mıknatıslı SMFDA Motorları
Şekil 2.12’de 6 kutuplu yüzey mıknatıslı SMFDA motorunun kesiti görülmektedir.
Görüldüğü gibi mıknatıslar rotor yüzeyi üzerinde yer almaktadır. Sürekli mıknatıslar
rotora yapıştırılarak ya da yüksek hızlardaki çalışmalarda mıknatıs savrulmalarını
engellemek amacıyla bir bilezikle rotora tutturularak sabitlenirler.
Yüzey mıknatıslı SMFDA motorları stator olukları ve sargı yapısı olarak klasik
asenkron motorlarına bezerler. Motorun stator gövdesini oluşturan ferromanyetik
yaprakların malzeme cinsi ve kalınlığı çalışma frekansı ve istenen verimliliğe göre
değişir. Ayrıca kullanılan sürekli mıknatıs malzemenin kalitesi arttıkça daha yüksek
verimlilik ve güç yoğunluğu elde edilir.
19
Stator
Rotor
Sürekli
mıknatıs
Mil
Şekil 2.12. Yüzey mıknatıslı SMFDA motorları
Bu tip motorlarda sürekli mıknatıslar hava boşluğuyla çevrelenmiştir ve stator
akısının oluşturduğu MMK harmoniklerine maruz kalmaktadırlar. Dolayısıyla yüzey
mıknatıslı motorlarda bir miktar mıknatıs kayıpları meydana gelmektedir.
Yüzeye Gömülü Mıknatıslı SMFDA Motorları
Şekil 2.13’de 6 kutuplu yüzey mıknatıslı SMFDA motorunun kesiti görülmektedir.
Bu tip motorların yüzey mıknatıslı SMFDA motorlarına göre tek farkı
mıknatıslarının rotor yüzeyi üzerindeki oluklara gömülü olmasıdır. Böylece mıknatıs
kutupları havayla daha az temas halinde olarak, yüzey mıknatıslı motorlara göre
mıknatıs kayıpları biraz daha azalmaktadır. Ayrıca d ve q eksen endüktansları
arasında yaratılan küçük fark sayesinde yüzey mıknatıslı motora göre daha yüksek
hızlara çıkmak mümkündür.
20
Stator
Rotor
Sürekli
Mil
mıknatıs
Şekil 2.13. Yüzeye gömülü mıknatıslı SMFAD motorları
Dâhili Mıknatıslı SMFDA Motorları
Dâhili tip mıknatıslar, yüzey mıknatıslı ve yüzeye gömülü mıknatıslı motorların bazı
eksikliklerini gidermek amacı ile yapılmışlardır. Rotorlarındaki dâhili mıknatıs
tasarımı sayesinde mıknatıslar stator harmoniklerinden büyük derecede korunmuş
olurlar. Bu tip motorların akı yoğunlaşmalı ve gömülü tip olmak üzere çeşitleri
mevcuttur.
Stator
Rotor
Sürekli
mıknatıslar
Mil
Şekil 2.14. Akı Yoğunlaşmalı SMFDA Motoru
21
Şekil 2.14’te akı yoğunlaşmalı SMFDA motoru görülmektedir. Bu tip motorlarda
motorda oluşan akı hava boşluklarından mıknatıslara radyal biçimde geçerler.
Rotorun merkez noktası ise kısa devreyi engellemek amacıyla mıknatıslanmaz
malzemeden olmaktadır. Kutup sayısı tipik olarak yüzey mıknatıslılara göre fazladır.
Yüzey mıknatıslı motorlarda olduğu gibi mıknatıs alanı elde etme ihtiyacı, rotor içine
çok sayıda mıknatıs kutup çifti yerleştirilerek giderilmiştir. Gömülü mıknatıslı
motorlar rotorlarının sürekli mıknatıslara doldurulmasından elde edilmektedir.
Stator
Sürekli
mıknatıs
Rotor
Mil
Şekil 2.15. Dâhili mıknatıslı SMFDA motoru çeşitleri
Hava Boşluklu SMFDA Motorları
Hava boşluklu stator sargılıları bulunan motor kesiti Şekil 2.16’da görülmektedir.
Yüzey mıknatıslı bu motorlarda, modern mıknatıs türlerinin hava ile çok az derecede
etkileşime girmesi özelliğinden yararlanılmıştır. Bu sayede stator olukları hava
boşluğu ve bu nedenle ortaya çıkan harmonikler ortadan kaldırılmış olur. Hava
boşluklu sargılı SMFDA motorlarının bahsedilen diğer motorların statorlarına göre
de daha basit bir yapısı vardır. Bu tip motorlarda tipik SMFDA motorlarından farklı
olarak sargıların kullanılmasına olanak sağlanır. Ayrıca, yapısı dolayısıyla, vuruntu
momenti denen sürekli mıknatıslar ile stator oluklarının etkileşiminden doğan
istenmeyen etki bu motor türünde yoktur.
22
Stator
Stator
sargıları
Rotor
50
Sürekli
Mil
mıknatıs
Şekil 2.16. Oluksuz hava boşluklu SMFDA motoru
Yukarıda bahsedilen ve rotor yapısına göre dört gruba ayrılan SMFDA motorlarını
rotorun konumuna ya da kullanım alanlarına göre üç gruba ayırmak ta mümkündür.
Bunlar;

Dış rotorlu radyal akılı SMFDA motoru

İç rotorlu radyal SMFDA motoru

Disk tipi eksenel akılı SMFDA motoru
Şekil 2.17. SMFDA motorların rotorun konumuna göre tipleri
23
Dış Rotorlu Radyal Akılı SMFDA Motorları
Dış rotor tipinde, mıknatıslar stator sargısının dışında bulunan rotor yuvarlağının
içine yerleştirilir. Bu durum, dönen kısmın kütlesinin artmasına ve atalet momentinin
yükselmesine sebep olur. Artan atalet momenti ile hız değişimi azalır. Mıknatısların
rotor yuvası içine yapıştırılarak tutturulabilmesi üretimi kolaylaştırır. Tek rulman ve
tek yatak kullanım sistemi basitleştirir, Mıknatıslar geniş bir yüzeye yerleştirilebilir.
Bu açıdan düşük kaliteli mıknatıs kullanma imkânı verir.
İç Rotorlu Radyal Akılı SMFDA Motorları
Kullanım alanı en fazla olan tip iç rotorlu SMFDA motorlarıdır. Rotor statorun
içinde yer alır. Sürekli mıknatıslar rotor içine çeşitli şekillerde yerleştirilmiştir. Şekil
2.12 - Şekil 2.16’da verilen motor tipleri buna örnek olarak verilebilir.
Disk Tipi Eksenel Akılı SMFDA Motorları
Sürekli mıknatıslar, disk şeklindeki rotorun bir yüzeyine yerleştirilmiştir. Stator
sargıları, mıknatıslara karşılıklı gelecek şekildedir. Stator sargıları baskılı devre
şeklinde imal edilebilir. Bu tür makinalar düşük hızlar için uygundur. 1000 d/d'nın
üzerindeki hızlarda stator veya rotor disk çeliğinde ısı problemleri çıkabilir. Şekil
2.17’de disk tipi makine gösterilmiştir.
2.3.2. Temel çalışma prensibi
SMFDA motorları klasik doğru akım motorları ya da asenkron motorlar gibi
doğrudan güç kaynağına bağlanarak çalıştırılamazlar. Bunun için bir sürücü
sistemine ihtiyaç duyulmaktadır (Şekil 2.18). İki ve daha çok fazlı çeşitleri bulunan
bu motorların, üç fazlı tipleri yaygın olarak kullanılmaktadır. SMFDA motoru bir
DA güç kaynağının stator faz sargılarının mikro-denetleyici kontrolünde bir güç
elektroniği devresi üzerinden tetiklenmesiyle çalışmaktadır. Sürekli mıknatıslar rotor
akısını oluştururlar. Enerjilenen stator sargıları da oluşturduğu elektromanyetik alan
ile rotor mıknatıslarını çekerek rotorun dönme hareketini sağlarlar. Uygun sırayla
stator fazları enerjilenerek döner alanın sürekliliği sağlanır. Döner alanın rotor
tarafından takip edilmesiyle motorun çalışması gerçekleşmiş olur.
24
Şekil 2.18. SMFDA motorlarının temel çalışma prensipleri
SMFDA motorunun çalışmasını açıklamak için, 3 fazlı bir SMFDA motorunun 6
adımdan oluşan bir komütasyon düzeni ile sürülmesi örnek verilebilir. A, B ve C,
SMFDA motorunun sargı fazları olmak üzere, komütasyon faz enerjilenme sırası AB
– AC – BC – BA – CA – CB şeklinde olur. Her bir adımda iki faz aktif olmaktadır.
Maksimum moment elde etmek amacıyla evirici her 60°’de bir tetiklenir ve böylece
zıt EMK ile aynı fazda olması sağlanır. Rotor pozisyonu algılayıcılar ile elde edilerek
ya da zıt EMK geçişlerinden faydalanarak tetikleme senkronizasyonu sağlanır. Bu
konu daha sonraki bölümlerde SMFDA motorlarda komütasyon başlığı altında
detaylı olarak incelenecektir.
2.4. SMFDA Motorlarının Avantaj ve Dezavantajları
SMFDA motorları diğer DA ve AA motorlarla karşılaştırıldıklarında aşağıdaki
üstünlükleri göstermektedir.
25

Elektrik motorları içerisinde en yüksek moment yoğunluğu olan motorlardır.

Komitasyon elektronik olarak yapılır, fırça kayıpları yoktur.

Rahatlıkla iç ve dış rotorlu olarak tasarlanabilirler.

Rotor sargıları olmadığı için rotor hafiftir. Dolayısı ile atalet momentleri
düşük olup dinamik performansları çok iyidir.

Mükemmel hız kontrol olanağı vardır.

Verimleri çok yüksektir.

Fırçasız yapı sebebi ile fırçadan çıkan karbon tozlarını içermemektedir.

Uyarma akımına ihtiyaç duymazlar.

Güvenilir çalışma ortamı sağlarlar.

Soğutması kolaydır.

Yüksek hızlarda çalışma imkânı verirler.

Sessiz çalışma sağlarlar.

Hava aralığı endüksiyonları yüksek olduğu için daha az sargıya gereksinim
duymakta ve daha küçük dış çapları vardır.

Bakım maliyetleri düşüktür.

Güç katsayıları yüksektir ve sürücü daha verimli kullanılabilir.
Tüm bu avantajların yanında SMFDA motorlarının dezavantajlarını şu şekilde izah
etmek mümkündür:

Kontrol devresi karmaşıktır.

Rotor konumu algılayıcı sensörler (optik, alan etkili) kullanılır.

Maliyetleri yüksektir.

Kullanılan mıknatıs malzemelerin, uygun seçilmemesi durumunda uzun
vadede mıknatısların çeşitli atmosferik ve termik etkilerin sonucu
mıknatısiyetliğini kaybetmeleri makina için olumsuz bir etkidir.

Yüksek hızlı uygulamalarda yüzey yerleştirmeli mıknatısların tutturulması
diğer bir problem olarak göze çarpmaktadır.

Generatör olarak çalışma durumunda, gerilim ayarı uyartım akımı
ayarlanamadığından yapılamaz.
26
2.5. SMFDA Motorların Diğer Motor Tipleri İle Karşılaştırılması ve Kullanım
Alanları
Günümüzde kullanılan başlıca elektrik motorları asenkron motor, senkron motor ve
doğru akım motorlarıdır. Bu motorların hepsinin elektronik devrelerle kontrol
edilerek mekanik çıkışları iyileştirilebilir. Doğru akım motoru kontrolü en kolay olan
motor olmasına rağmen fırça ve kolektörlerinin zamanla aşınması, bakım
gerektirmesi ve boyutunun diğer motorlardan büyük olması, maliyeti ve patlayıcı
ortamlarda kullanılamaması nedeniyle yerini zamanla asenkron ve senkron motora
bırakmıştır.
Çizelge 2.1. SMFDA motorunun diğer motorlarla karşılaştırılması [88]
Asenkron
Motor
Senkron
Motor
DA Motoru
SMFDA
Motoru
Adım
Motoru
ARM
Besleme
Şekli
Alternatif
Gerilim
Alternatif
Gerilim
Doğru
Gerilim
Doğru
Gerilim
Doğru
Gerilim
Doğru
Gerilim
Uyarma
Durumu
Uyarma
Gerekmez
Doğru
Gerilimle
Uyarma
Doğru
Gerilimde
Uyarma
Uyarma
Gerekmez
Uyarma
Gerekmez
Uyarma
Gerekmez
Dönüştürücü
Değişken
Hız
Uygulaması
Gerekir
Değişken
Hız
Uygulaması
Gerekir
Kısmen
Bakım
Gerekir
Değişken
Hız
Uygulaması
Gerekir
Daima
Gerekir
Daima
Gerekir
Daima
Gerekir
Bakım
Gerekir
Yok
Denebilir
Yok
Denebilir
Yok
Denebilir
Ucuz
Pahalı
Pahalı
Pahalı
Orta
Ucuz
Dönüştürücü
Maliyeti
Pahalı
Pahalı
Orta
Pahalı
Orta
Pahalı
Verim
Orta
Orta
Orta
İyi
Orta
İyi
Çalışma
Ortamı
Her
Ortamda
Çalışır
Her Ortamda
Çalışır
Patlayıcı
Ortamlarda
Kullanılmaz
Her
Ortamda
Çalışır
Her
Ortamda
Çalışır
Her
Ortamda
Çalışır
Stabilite
İyi
İyi
İyi
İyi
İyi
İyi
İşletme ve
Bakım
Masraf
Motor
Maliyeti
Yok
Denebilir
27
Bu iki motor türüne genel olarak alternatif akım motorları adı verilir. Elektronik
kontrol
devreleriyle
asenkron
alternatif
akım
motorlarının
çalışmaları
iyileştirilebilmesine karşın bu motorların karmaşık yapıda ve pahalı olmasının
yanında hız ve moment kontrollerinin zor olması nedeniyle uygulamada problem
yaşanmaktadır. Geniş uygulama alanı bulabilecek elektronik kontrollü motorlar için
motor kadar elektronik devrenin de basit olması gerekmektedir. Son yıllarda üzerinde
yoğun bir şekilde çalışmalar yapılan SMFDA motorları; motorun dezavantajları
ekonomik biçimde ortadan kaldırılabildiği takdirde birçok alanda halen kullanılan
motorların yerini alabileceği, hatta maliyet ve güvenilirlik açısından daha üstün
olabileceği görülmektedir. SMFDA motorunun diğer motorlarla karşılaştırılması
Çizelge 2.1’de verilmiştir.
Daha geniş bir ifadeyle; SMFDA motorlarının aynı boyutta aynı soğutma ile DA
makinalarından ve asenkron makinalarından daha iyi verim ve güç faktörü vardır.
Çıkış güçleri, diğer makinalara nazaran %20 ile %50 arasına varan değerlerde fazla
olabilir.
Güç
devreleri,
asenkron
makina
PWM
devreleri
ile
benzerlik
göstermektedir. Kontrol edilebilir hız genişliği, asenkron makinalarından daha
fazladır. SMFDA motorlarının moment dalgalanması, anahtarlamalı relüktans
motorun moment dalgalanmasından daha azdır. Kalkış akımları, asenkron motorların
kalkış akımlarına göre düşük, momentleri yüksektir. DA makinalarda, fırça
tozlarından kaynaklanan endüvi kısa devre problemi SMFDA motorlarında ortadan
kalkar. Kollektörsüz ve fırçasız olmalarından dolayı, makine uzunluğu klasik DA
makinalarına nazaran küçüktür. Kazanılan uzunluk sayesinde, daha küçük endüvi
yüzeyi ile aynı moment elde edilir. Atalet momenti azalır ve yüksek hız elde edilir.
SMFDA motorlarının asenkron ve DA makinalarına kıyasla, güç/ağırlık ve
döndürme momenti/akım oranları daha yüksektir.
Bununla birlikte SMFDA motorlarının kullanıldığı uygulama alanlarından başlıca
olanları aşağıdaki gibi sıralanabilir.

Otomotiv sektöründe; petrol tankının içinde yakıt pompası,

Otomatik kontrollü klima motoru,
28

Endüstri tesislerinde; servo sistemlerde, robotik uygulamalarda, fan ve
basınçlı hava makinalarının tahriki,

Bilgisayar endüstrisinde; yazıcı ve disk sürücüleri,

Elektronik eşyalar,

Kompakt disk ve kasetçalar motorları,

Elektrikli araçlar, Lokomotif endüstrisinde, raylı sistem araçlarının tahriki,

Ev aletlerinde, çamaşır makinası tahriki.
2.6. Tezin Amacı, Kapsamı ve Bilime Katkısı
Literatürde 1800’lü yıllardan bu yana elektrikli araç ve sürekli mıknatıslı fırçasız
doğru akım motorları ilgili tasarım, sürücü devresi geliştirme ve optimizasyon
konularında birçok çalışma yapılmıştır. SMFDA motoru ile elektrikli araçların
tarihçeleri kısımlarında bahsedildiği gibi daha önce çok kademeli bir stator yapısı
bulunan fırçasız tip sürekli mıknatıslı doğru akım motoru ile ilgili benzer bir
çalışmanın yapılmadığı göze çarpmaktadır.
2.6.1. Niçin?
Gerçekleştirilecek olan tez çalışmasında elektrik araç motoru seçiminin temel nedeni
olarak elektrikli araç teknolojisinde bugün gelinen nokta gösterilebilir. Böyle bir
çalışmayı gerçekleştirmeden önce cevaplanması gereken şu soruları göz önünde
bulundurmak gerekmektedir:

Nasıl bir elektrikli araç geliştirilebilir? Tek motor mu yoksa her tekerlekde bir
motor konfigürasyonu mu etkilidir?

Hangi motor tipi kullanılmalıdır? ASM, SMFDAM, WRDC, ARM?

Seçilen motor tipinde hangi konfigürasyon tercih edilmelidir? İç rotorlu mu
dış rotorlu mu?

Bu konuda dünyadaki belli başlı ticari motorlar ve özellikleri incelendi mi?
29
Ticari olarak satılan elektrikli araçların çok büyük bir çoğunluğunda tek motor
teknolojisine vardır. Benzer şekilde aynı üreticilerin neredeyse tamamı hub motor
üzerinde çalışmakta olup önümüzdeki 7-10 yıllık süre içerisinde bu araçların pek
çoğunun hub teknolojisine geçeceği ve hâlihazırda test çalışmalarını sürdürdükleri
söylenebilir.
Tek Motor mu Yoksa Her Tekerlekde Bir Motor Konfigürasyonu Etkilidir?
Hub motorların kullanıldığı her tekerlekte bir motor konfigürasyonu bulunan
araçların tek bir motor konfigürasyonu bulunan araçlara karşı sağladığı avantaj ve
dezavantajları şu şekilde açıklayabiliriz.
 Dezavantaj: Güç, tork ve açısal hızın çarpımına eşittir (P = τω). Fırçasız
doğru akım motorlarının ortaya çıkmasıyla birlikte daha önceki tasarımlara
oranla daha yüksek hızlar elde edilebilir durumdadır. Dolayısı ile yüksek hızlı
ve düşük torklu, hafif ve küçük motorlu araçlar yapılabilmesine rağmen bu,
hub motorlu yapılarda mümkün değildir. Hub motorlar genellikle daha
ağırdır. Hub motorlu yapılarda tekerlek ağırlığı fazla olacağından dolayı
sürüş çok da hafife alınmayacak düzeyde hantal hale gelebilir. Burada aracın
toplam ağırlığı da önemli bir etkendir. Hafif tekerlekler daha düzgün bir sürüş
olanağı sağlamaktadırlar. Hub motorlu otomobillerin gerçekçi ağırlık miktarı
10 ila 30 kg arasındadır. Bu sebeplerden dolayı hub motorlu elektrikli araçlar
sadece iki tekerde birer motor yerine genellikle her tekerinde bir motor olacak
şekilde tasarlanır. Dolayısı ile teker başına düşen ağırlık azaltılabilir. Bu
genel olarak, aracın klasik elektrikli araçlardaki gibi tek bir motor yerine
toplamda dört adet motor taşıyacağını ifade etmektedir. Dolayısı ile yapı daha
kompleks bir hal alır.
 Avantaj: Bunun yanında yapısal olarak dört tekeri birden sürmek başlı başına
büyük bir avantajdır. Maksimum tork üretiminin kolaylaştığı söylenebilir.
Hub motorlar kolaylıkla 700 Nm tork üretebilir. Bu zorlu ve kaygan yol
koşullarında diğer elektrikli araç türlerine oranla daha yüksek bir ilerleme
kabiliyeti sunmaktadır. Dahası; dişli kutusu, diferansiyel, tahrik milleri ve
30
akslar gibi güç iletim birimleri gereksiz hale gelir. Genel kayıplar azalır ve
araç daha az kompleks hale gelir. Alan genişler ve araç hafifler. Her
tekerlekteki motor elektronik olarak kontrol edilir. Bundan dolayı ABS, çekiş
kontrolü ve stabilite kontrolü gibi modern kontrol yöntemleri böyle bir araçta
otomatik olarak eklenmiş olur. Rejeneratif frenleme mümkündür.
Hangi Motor Tipi Kullanılmalıdır? ASM, SMFDAM, WRDC, ARM?
Elektrikli araçlarda genel olarak kullanılan motor tipleri Asenkron Motorlar, DA
Motorlar (Kalıcı Mıknatıslı / Rotoru Sargılı), Anahtarlamalı Relüktans Motorlar ve
Fırçasız DA Motorlar olarak verilebilir. Bölüm 2.5’te verilen detaylı bilgiler ışığında
ve buna ek olarak kg başına 45 Nm’ye varan moment üretme kapasiteleri ile bu
çözüme en uygun SMFDA motoru gösterilmektedir.
Seçilen Motor Tipinde Hangi Konfigürasyon Tercih Edilmelidir? İç Rotorlu mu Dış
Rotorlu mu?
Tek bir motora bulunan elektrikli araçların tamamında iç rotorlu motorlar
kullanılmaktadır. Buna karşılık her tekerlekte bir motorun bulunduğu elektrikli
araçların da hemen hepsinde dış rotor konfigürasyonu bulunan motorlar
kullanılmaktadır. Şekil 2.19. iç rotorlu ve dış rotorlu yapılar verilmiştir.
Şekil 2.19. İç rotorlu ve dış rotorlu yapılar
Gerçekleştirilen tez çalışmasında bir hub motor tasarlanacağı için kullanılacak olan
konfigürasyon dış rotorlu tiptedir.
31
Ayrıca motor tipi olarak da SMFDA motoru seçilmelidir. Çünkü asenkron ve
anahtarlamalı relüktans motorların dış rotorlu olarak yapılması pratikte mümkün
olmamaktadır. Bu durum uygulanabilir dahi olsa dişlisiz olarak kullanılmaları
mümkün değildir. Dolayısı ile hub motor olarak kullanımları mümkün değildir.
Diğer bir alternatif ise klasik tip dış rotorlu motordur. Ancak bu motorda fırça
gereksinimine ihtiyaç duymakta ve pratik olarak bu tip araçlarda kullanılmamaktadır.
Yukarıda bahsedilen sebeplerden ötürü hub motor olarak tasarlanacak motorun
SMFDA motoru olması gerekmektedir. Bu motorlar hem radyal, hem de eksenel
akılı olarak yapılabilmektedir. Şekil 2.20. eksenel ve radyal akılı yapılar verilmiştir.
Gerçekleştirilecek olan çalışmada tasarlanacak olan motor aynı zamanda radyal akılı
olacaktır. Tekerlek içinde bulunacak motorlar için en uygun yapı bu şekilde
olmaktadır. Eksenel akılı olan fırçasız DA motorları da radyal akılı motorlar gibi
yüksek performans sunmaktadır. Fakat güç artışı ile birlikte bu motorlar çapsal
olarak büyümekte ve tekerlek içerisinde fiziksel olarak yerleşememe sorununa yol
açmaktadır. Aynı zamanda üretim maliyetleri radyal akılı motorlara oranla hem daha
karmaşık hemde daha pahalıdır.
Şekil 2.20. Eksenel ve radyal akılı yapılar
Gerçekleştirilecek olan çalışma bir elektrikli araç teknolojisine yönelik olduğu için
bu kapsamda elektrikli araçların üzerinde durmak çok faydalı olacaktır.
32
2.6.2. Elektrikli araçlar
Elektrikli araç (EA) kavramı geçtiğimiz on yılda otomobil sektörünün Ar-Ge
bölümlerinden prototip atölyelerine doğru yolculuğunu bitirmiştir. Seri üretim
hatlarına doğru olan yolculuğu ise kısmen tamamlanmıştır. Ülkemiz açısından
bakıldığında uzun dönemde beklenen derin etkilerin yanında, bilhassa petrol
kaynaklarının tamamının dışa bağlı olduğu ve taşımacılığın büyük oranda karayolları
tarafından sağlandığı görülmektedir. Bu nedenle taşımacılıkta şu an dahi sağlanacak
en ufak verimlilik artışlarının getirisi oldukça yüksek olacaktır [88].
Şekil 2.21. Çeşitli elektrikli araçlar
Aslında otomobillerin tahriki için kullanılan elektrik enerjisi ve elektrikli araç
teknolojisi yaklaşık 1800’lü yıllardan ve otomobilin icadından beri mevcuttur. Fakat
1900’lerin başlarında içten yanmalı motorlar (İYM), ağırlık güç oranının düşük
olması ve yakıt için kullanılan petrolün enerji yoğunluğunun yüksek olması
nedeniyle daha fazla ilgi görmekteydi. Elektrikli tahrik birçok açıdan üstün olmasına
rağmen bataryaların enerji yoğunluğunun az olması nedeniyle 1970’lere değin geri
planda kalmıştır. Ancak 1970’teki petrol krizi petrol fiyatının ve yakıta bağımlılığın
33
artmasıyla birlikte yeni teknoloji arayışları ile elektrikli araçlar (EA) yeniden
gündeme gelmiştir. Şekil 2.21’de çeşitli elektrikli araçlar ve Şekil 2.22’de motor ve
çalışma şekillerine göre elektrikli araçlar görülmektedir.
Bu amaçla 1997 yılında Japonya’da Toyota firmasının Prius modeli ile gerçek
anlamda ilk kez modern hibrit elektrikli araç geliştirilerek pazara sunulmuştur.
Bundan iki yıl sonra Amerika’da Honda Insight üretilmiş ve bunu Honda Civic
hibrid elektrikli aracı takip etmiştir. EA’larla ilgili üç değişik tahrik teknolojisi
vardır. Bunlar; bataryalı elektrikli araç (tümü-elektrikli), birden fazla tahrik gücü
bulunan (örneğin elektrik motoru ve İYM) hibrit elektrikli araçlar ve bataryalı ya da
bataryasız yakıt pilli araçlardır.
Şekil 2.22. Motor ve çalışma şekline göre elektrikli araçlar
34
Şekil 2.23. Motor ve çalışma şekline göre elektrikli araçların mekanik detayları
Tümü Elektrikli Araçlar:
Şekil 2.24. Tümü elektrikli araçlar (a) Sistem (b) Jant içi motor (c) Açık devre
35
Şekil 2.23’te görüldüğü gibi tümü-elektrikli araçlarda (tümü-EA) tekerlek elektrik
motoru tarafından tahrik edilmektedir. Şekil 2.24’ de ise tümü elektrikli araçların
mekanik detayları verilmiştir. Elektrikli araçta yüksek miktarda itme kuvvetinin
sağlanabilmesi için gerektiğinde birden fazla elektrik motoru kullanılabildiği çeşitli
uygulamalardan görülmektedir. Elektrik motoruna sağlanan güç ise enerji depolama
sistemlerinden elde edilen elektrik enerjisinden sağlanmaktadır.
Avantajları:
 Sistemde gücün elde edilebilmesi için gerekli olan enerji yakıtın yanmasıyla
değil enerji depolama sistemi olan bataryalardan elde edildiğinden tümüEA’larda benzin, dizel ya da yanabilen diğer yakıtlar kullanılmamaktadır. Bu
nedenle tümü-EA’larda hiç yakıt tüketilmediği için emisyon açığa çıkmaz ve
bu araçlar “sıfır emisyonlu araçlar” olarak adlandırılmıştır.
 Ayrıca tümü-EA’larda içten yanmalı motor yerine elektrik motoru olduğu
için bu araçlar sessiz çalışmaktadır.
 Rejeneratif frenleme sayesinde daha uzun fren ömrü vardır ve kinetik enerji
geri kazanılarak elektrik motoru generatör gibi kullanılarak kinetik enerji
elektrik enerjisine dönüştürülmekte ve bataryaları besleyerek şarj etmektedir.
 Yakıt maliyeti de dâhil olmak üzere bakım maliyeti konvansiyonel araçlara
göre çok daha düşüktür.
 Hareketli elemanlar fazla olmadığı için bunların ayarına ya da yağ
değişikliğine gerek yoktur.
Dezavantajları:
 Tümü-EA üretimindeki yüksek maliyet elektrikli araç pazarının gelişmesini
sınırlamaktadır. Bu araçların pazarda geniş bir şekilde yayılmasını engelleyen
en önemli etken satın alma maliyetinin çok yüksek olmasıdır. Örneğin
General Motors’un EV1 modeli 33.995 $ iken benzinli Chevrolet Cavalier
13.670 $’e satılmaktaydı. Fakat tümü EA’ların yakıt maliyeti konvansiyonel
araçlara göre çok daha düşüktür.
36
 Servis istasyonlarının klasik araçlara göre azlığı diğer bir dezavantaj olarak
karşımıza çıkmaktadır.
 Tümü-EA’ların
yayılmasını
engelleyen
bir
diğer
etken
de
araç
performansıdır. Taşıtlara tahrik sağlayan bataryalar oldukça ağırdır ve taşıtın
menzili sınırlıdır.
 Elektrikli aracın gelişimine bir diğer engel olarak konvansiyonel bir aracın
deposunun doldurulmasının birkaç dakika almasına karşın bir tümü-EA’ı
tamamen şarj etmenin yaklaşık 5-8 saatlik zaman gerektirmesidir.
Hibrit Elektrikli Araçlar:
Tümü-EA’ların bazı dezavantajlarını gidermek amacıyla hibrid elektrikli araçlar
(HEA) geliştirilmiştir(Şekil 2.25). Tümü-EA’lara İYM eklenerek aracın menzili ve
gücünün arttırılması için HEA’lar geliştirilmiştir. HEA’lar, konvansiyonel araca
nazaran kirletici emisyonları azaltmakta ve yakıt verimini arttırmaktadır. HEA’lar
birden fazla güç kaynağı bulunan araçlar olarak da adlandırılır. HEA’lar iki ya da
daha fazla enerji dönüşüm teknolojilerini (İYM, yakıt pilleri, generatörler ya da
elektrik motorları) bir veya daha fazla enerji depolama teknolojileri (batarya,
süperkapasitörler ya da volan) ile birleştirmektedir.
Şekil 2.25. Hibrit elektrikli araç sistemi [89]
37
Avantajları:
 Rejeneratif frenleme yeteneği enerji kaybını en aza indirir ve taşıt
durduğunda ya da yavaşladığında kullanılan enerjiyi geri kazandırarak
bataryaları besler.
 İYM’lar
pik
yükü
değil
ortalama
yükü
karşılayacak
şekilde
boyutlandırıldığından motorun ağırlığı azalmaktadır.
 Yakıt verimi büyük ölçüde artmaktadır.
 Emisyonlar önemli oranda azalmaktadır.
 HEA’lar alternatif yakıtlarla da çalıştığı için fosil yakıtlara çok fazla bağımlı
değildirler.
 Araç durduğunda İYM çalışmaz ve titreşim veya motor gürültüsü oluşmaz.
HEA’ların boşta çalışma kayıpları yok denecek kadar düşüktür.
2.6.3. Belli başlı ticari hub motorlar
1990 yılından sonra birçok araç üreticisi elektrikli araç geliştirmeye başlamıştır. Hali
hazırda bulunan bazı EA’lara örnek olarak GM EV1, Ford ThinkCity, Toyota RAV4,
Nissan Hipermini ve Peugeot iOn gösterilebilir. Bunlarla birlikte prototip ve konsept
amaçlı üretilmiş bir çok teker içi hub motorlu elektrikli araç bulunmaktadır(Şekil
2.26-Şekil 2.33).
38
Şekil 2.26. PML Flightlink (Tekerlek başına 64kW güç ve 500 Nm moment üretme
kapasitesi, 200-400V DC çalışma gerilimi)
Şekil 2.27. Mitsubishi MIEV (Tekerlek başına 20 kW güç)
39
Şekil 2.28. Siemens VDO
Şekil 2.29. Michelin Active Wheel (Tekerlek başına 30 kW güç üretme kapasitesi)
Şekil 2.30. Zap-X (Tekerlek başına 120 kW güç üretme kapasitesi)
40
Şekil 2.31. EasyBrid (Tekerlek başına 30 kW güç üretme kapasitesi)
Şekil 2.32. Peugeot BB1 (Tekerlek başına 7.5 kW güç ve 320 Nm moment üretme
kapasitesi)
41
Şekil 2.33. Mercedes Brabus (Tekerlek başına 80 kW güç ve 800 Nm moment
üretme kapasitesi)
2.6.4. Hub motorların kullanılabileceği diğer alanlar
Elektrikli Bisiklet, Elektrikli Motosiklet, Elektrikli Sandalye ve Elektrikli Scooter
Son yıllarda doğrudan basit programlanabilir elektriksel devrelerle sürülebilme ve
tekerleğe kolayca entegre edilebilme özelliğinden dolayı özellikle elektrikli bisiklet,
elektrikli motosiklet, elektrikli sandalye ve elektrikli scooterlarda kullanılmaya
başlanmıştır(Şekil 2.34-Şekil 2.36).
Şekil 2.34. Elektrikli bisiklet ve elektrikli bisiklet motoru
42
Şekil 2.35. Elektrikli sandalye ve elektrikli sandalye motoru
Şekil 2.36. Elektrikli scooter ve elektrikli scooter motoru
Su Altı Araştırma Cihazları
Yüksek moment, çok sessiz çalışma ve yüksek verim katsayılarından dolayı son
yıllarda su altında kullanılan torpil, araştırma cihazları vb. gibi sistemlerde tercih
edilmeye başlanmıştır(Şekil 2.37).
43
Şekil 2.37. Elektrikli thruster ve thruster motoru
Yeni Nesil Çamaşır ve Bulaşık Makineleri
Outrunner teknolojisinin gelişmesi ile birlikte özellikle çamaşır makinelerinde
tamburdan gelen mekanik sarsıntı, sesten kurtulmak ve çalışma veriminin
arttırılmasının yanı sıra daha küçük motor boyutu ile daha yüksek moment üretme
özelliğinin kullanılması ile makine ağırlığının azaltılması sağlanmıştır(Şekil 2.38).
Bu konuda ilk çalışma LG tarafından gerçekleştirilmiş ve LG Direct Drive
teknolojisi ortaya konulmuştur.
Şekil 2.38. LG Direct Drive Çamaşır makinesi ve yeni nesil direct drive motor
44
Havalandırma Sistemleri (Ventilasyon Motorları)
Havalandırma sistemlerinde yüksek verimleri ile tercih edilen outrunner motorlar
Şekil 2.39’da verilmiştir.
Şekil 2.39. Ventilasyon motorları
Daha önce gerçekleştirilmiş olan motor tasarım çalışmalarında edinilen deneyimlere
dayanarak tasarımı gerçekleştirilecek olan üç kademeli SMFDA hub motorunun
standart SMFDA motorlarına oranla;
 Klasik tip hub motorlara kıyasla daha yüksek verim sağlama,
 Kontrol edilebilir motor kademeleri ile arıza durumda çalışmaya devam
edebilme,
 Klasik tip fırçasız hub motorlara oranla daha yüksek hava vantilasyonu
sağlama,
 Her stator kademesini kendi aralarında farklı açılarla yerleştirip çok fazlı
olarak besleme ve bu sebeple sargı geçişleri arasındaki moment çökmelerinin
minimize edilebilmesi,
 3-6-9 faz 6-12-18 darbeli rejeneratif üretim yapabilme,
 Değişken hızlı uygulamalarda ortalama veriminin yükseltilmesi,
 Aynı batarya kapasitesi ile daha fazla yol alabilme,
 Kalkış anında yüksek moment üretebilme ve yüksek moment yoğunluğu,
 Kademeler arasında farklı kutup sayıları kullanılarak geniş hız aralığı
şeklinde özetlenebilecek üstünlükleri bulunmaktadır.
45
3. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SÜREKLİ MIKNATISLI
FIRÇASIZ DA MOTORUNA AİT DİNAMİK VE ELEKTROMANYETİK
DENKLEMLER
Sistemlerin çalışmasının çok daha iyi kavranabilmesi amacıyla benzetim ve deneysel
çalışmalarının gerçekleştirilebilmesi için matematiksek modellerinin çıkartılması
gerekmektedir. Bu kısımda SMFDA motorunun matematiksel eşdeğerine ait temel
eşitliklerden,
temel
elektromanyetik
denklemlerinden
ve
güç
analizinden
bahsedilmiştir.
3.1. Temel Eşitlikler
Rc
Ec
Lc
Rb
Eb
Lb
Ea
Ra
La
Hız Sensörleri
Akım ve Gerilim
Sensörleri
Akım Sensörü
Şekil 3.1. Sürücü devresine bağlı olarak gösterilmiş SMFDA motorunun eşdeğeri
Sürücü devresine bağlı olarak gösterilmiş SMFDA motorunun eşdeğeri Şekil 3.1’de
verilmiştir. Sabit mıknatıslı senkron motor yani alternatif akım ile çalışan sürekli
mıknatıslı makineler ile doğru akımla çalışan sürekli mıknatıslı makinelerin
elektriksel ve manyetik devreleri benzerdir. Sürekli mıknatıslı senkron makineler; üç
faz gerilim ile beslenirler ve döner manyetik alan prensibine dayanarak çalışırlar.
Sabit-gerilim-frekans kontrol tekniğine göre herhangi bir sensöre gerek duymazlar.
Sürekli mıknatıslı doğru akım makineleri ise motor fazları arasında giriş akımının
anahtarlanabilmesi için rotor pozisyonuna bağlı olarak rotorun açısal pozisyon
bilgilerini kullanırlar. Buna elektronik komütasyon adı verilmektedir [90].
46
3.1.1. Giriş gerilimi
Ia
Ra
+
Vt
Ea
M
Şekil 3.2. Basitleştirilmiş SMFDA motorun eşdeğer devresi
Şekil 3.2’de verilen basitleştirilmiş eşdeğer devre ve Kirchhoff gerilim kanununa
göre motorun faz geriliminin ani değeri Eş. 3.1 ile hesaplanır.
v1  e f  R1ia  Ls
dia
dt
(3.1)
Bu eşitlikte verilen ef; bir faz sargısında indüklenen EMK’nın anlık değerini, ia; ani
faz akımını, R1; bir faza ait sargı direncini, Ls ise bir faza ait senkron indüktans
değerlerini göstermektedir. Verilen eşitlik normal koşullar altında yıldız şeklinde
bağlanmış faz sargılarından oluşan ve nötr noktası bu sargıların bağlantı noktası olan
SMFDA motorunun bir faz eşitlik değerini verir.
Şekil 3.1’de verilen devreye göre altı adet anahtardan oluşan üç fazlı köprü evirici ile
yıldız bağlı motorun çalışma anında sürekli iki fazı devrede olacağından ve bu fazlar
seri bağlı bulunacağından dolayı Eş. 3.1’i aşağıdaki gibi ifade etmek mümkün
olacaktır.
v1  (e f A  e f B )  2 R1ia  2 Ls
dia
dt
(3.2)
Bu ifadede yer alan efA – efB = efAB değeri genellikle efL-L olarak ifade edilen hatlar
arası EMK değeridir.
47
3.1.2. Ani akım
VDC sürücü sisteminin DA bara gerilimi olmak şartıyla V1=VDC ve Ls ≈ 0 olarak
kabul edilirse ani faz akımı Eş. 3.3 aracılığı ile hesaplanabilir.

ia (t ) 

ia (t ) 
Yarım dalga çalışma için;
Vdc  e f
(3.3)
R1
Tam dalga çalışma için;
Vdc  e f
L L
(3.4)
2 R1
Bunun yanında Ls hesaba katılır ve “efL-L = EfL-L = sabit” olarak göz önünde
bulundurulursa trapez sürüm modunda ani akım değeri aşağıdaki gibi hesaplanabilir
[91].
ia (t ) 
Vdc  E f
2 R1
L L
1  e
( R1 / Ls ) t
 I
a min
e( R1 / Ls )t
(3.5)
Bu eşitlikte ifade edilen Iamin değeri faz akımını göstermektedir. VDC > EfL-L olduğu
durumda motor akımının fazla yüklendiği anlaşılabilir.
3.1.3. Zıt elektromotor kuvvet (Zıt EMK)
Zıt EMK, basit olarak rotor ya da mil hızının bir fonksiyonu olarak ifade edilebilir.

Yarım dalga çalışma için;
E f  cE  f n  kE  f n
(3.6)
48
ve

Tam dalga çalışma için;
E f L L  cE  f n  kE  f n
(3.7)
eşitlikleri ile verilir. Eşitliklerde ifade edilen cE ya da kE = cEΦf zıt EMK sabiti olarak
bilinir.
3.1.4. Elektromanyetik moment
SMFDA motorlarında üretilen moment klasik fırçalı DA motorlarında olduğu gibi
üretilmektedir. Bu değer Eş. 3.8 ile ifade edilebilir.
Td  cT dc  f I a  kT dc I a
(3.8)
Eşitlikte ifade edilen cTdc ve kTdc = cTdcΦf moment sabitleri olarak bilinir.
3.1.5. SMFDA motorlarının doğrusal hız ve dönme hızı
Doğrusal hız motorun m/s olarak tam tur dönüşünü ifade eder. Bir peryot (T=1/(p.n))
boyunca aşağıdaki eşitlik ile ifade edilir.
v
2
 2 pn
T
(3.9)
Burada v doğrusal hızı, τ kutup boyunu, p kutup sayısını ve n ise d/d olarak devir
sayısını belirtmektedir.
49
3.2. SMFDA Motorlarında Komütasyon
3.2.1. Yarım dalga sinüs çalışma
FA
A
1
1
Dönme
yönünün
tersine
3
2
B
2
C
3
FB
FC
Şekil 3.3. Yıldız bağlı yarım dalga çalışan bir SMFDA motoru için anahtarlama
sırası ve fazör diyagramı
Üç fazlı yıldız bağlı ve yarım dalga çalışan bir SMFDA motorunun basitleştirilmiş
gösterimi Şekil 3.3’te verilmiştir. Nötr noktasının şekil üzerinde gösterildiğine dikkat
etmek gerekmektedir. Anahtarlama devresi aracılığı ile VDC fazlar ile nötr arasına
uygulanır. Her faz girişi baradan “+” gerilimi alırken negatif uç fazların nötr noktası
olarak değerlendirilir. iA, iB ve iC faz akımı ve FA, FB ve FC fazör sırası ile motor saat
yönünün tersine doğru dönüş yapar. Anahtarlama sırası iA, iC ve iB olacak şekilde
değiştirilirse, fazörlerin sırası FA, FC ve FB olarak değişecek ve motor saat yönünde
dönmeye başlayacaktır. Bu çalışma şekline “yarım dalga çalışma” adı verilmektedir
ve EMK, akım ve moment diyagramları Şekil 3.4’te gösterilmektedir.
50
1,5
ef
efb
efa
1
efc
a)
0,5
0
0
60
120
180
240
300
360
-0,5
-1
-1,5
ia
b)
td
Pik tork
c)
Şekil 3.4. Yıldız bağlı, üç fazlı SMFDA motorunun ideal yarım dalga çalışma
durumu: (a) Sinüsoidal EMK dalga şekilleri, (b) A faz akımı dalga
şekilleri, (c) Elektromanyetik moment dalga şekilleri. (Anahtarlama
anları oklarla gösterilmiştir.)
Pratikte elde edilen EMK dalga şekilleri ile akım dalga şekilleri Şekil 3.4’te
gösterilenlerden farklıdır. VDC maksimum EMK değerinden büyük olduğu için faz
akımı 120 derecelik iletim periyodu içerisinde pozitiften negatife doğru akar. Sargı
indüktansı ihmal edilir ve sıfır anahtarlama zamanı varsayımı dikkate alınırsa akımın
51
elde edilen ani değeri Eş. 3.3’teki gibi olur. EMK dalga şeklinin sıfır geçiş
noktasında komütasyon durumundan mutlaka kaçınılmalıdır. Çünkü bu durumda
üretilen momentin değeri sıfırdır ve faz sargıları üzerindeki akım değerinin hiçbir
önemi yoktur.
Yarım dalga çalışma durumunda moment dalgalanması çok fazla olduğu için bazı
özel fırçasız motor uygulamalarında tercih edilmemektedir.
3.2.2. Tam dalga çalışma
FAB
FAC
A
2
Dönme
yönünün
tersine
1
-C
-B
6
FBC
FCB
3
B
C
4
5
-A
FBA
FCA
Şekil 3.5. Yıldız bağlı üç fazlı SMFDA motorunun tam dalga çalışmasına ait fazör
diyagramı
Bu çalışma şeklinde her anda iki faz sargısının iletimde olduğu ve VDC bara
geriliminin anahtarlama elemanları aracılığı ile seri bağlı faz sargılarına uygulandığı
görülmektedir. Şekil 3.5’de görüleceği üzere 3 fazlı bir SMFDA motorunun 6
adımdan oluşan bir komütasyon düzeni ile sürülmesi örnek verilebilir. A, B ve C;
SMFDA motorunun sargı fazları olmak üzere, komütasyon faz enerjilenme sırası AB
– AC – BC – BA – CA – CB şeklinde olur. Her bir adımda iki faz aktif olmaktadır.
Şekil 3.7’de görüleceği üzere maksimum moment elde etmek amacıyla evirici ya da
anahtarlama elemanları her 60°’de bir tetiklenir ve böylece zıt EMK ile aynı fazda
52
olması sağlanır. Rotor pozisyonu algılayıcılar ile elde edilerek ya da zıt EMK
geçişlerinden faydalanarak tetikleme senkronizasyonu sağlanır. VDC’nin sabit
olduğu durumlarda teorik olarak zıt EMK dalga şekilleri kare dalga akım dalga
şekillerini oluşturur(Şekil 3.6). Bu durum da rotorun pozisyonundan bağımsız olarak
sabit moment üretilmesini sağlar.
efA
30
60
90
120 150 180 210 240 270 300 330 360 390 420 450
Faz EMF’leri
0
efB
EMF’ler
efC
efAB
=efA-efB
efBC
=efB-efC
Akımlar
iaA
iaAB
efCA
=efC-efA
iaB
iaAC=
-iaCA
iaBC
iaBA=
-iaAB
iaC
iaCA
iaCB=
-iaBC
Şekil 3.6. SMFDA motorun faz ve fazlar arası trapez zıt EMK ve akım dalga şekilleri
53
efAB
ef
efAC
efBC
a)
0
60
120
180
240
300
360
420
ia
b)
c)
td
Şekil 3.7. Yıldız bağlı bir SMFDA motorunun ideal üç fazlı tam dalga çalışması: (a)
Trapez fazlar arası zıt EMK dalga şekli, (b) Akım dalga şekli, (c) Moment
dalga şekli. (Anahtarlama noktaları oklarla gösterilmiştir.)
3.3. SMFDA Motorlarında Zıt EMK ve Moment Üretimi
SMFDA motorlarında zıt EMK’nın nasıl oluştuğu ve elektromanyetik momentin
nasıl üretildiği Eş. 3.6, Eş. 3.7 ve Eş. 3.8 aracılığı ile açıklanmıştı. Fakat bu konunun
daha detaylı bir şekilde ele alınması gerekmektedir. Konuyu detaylandırmak için
Şekil 3.8’deki devre ve elde edilmiş olan dalga şekilleri göz önünde
bulundurulacaktır.
54
+
a)
ia
D5
t
ton
T5
D3
T3
D1
T1
C
A
Voc
ia
B
D6
T6
D4
T4
D2
T2
C
toff
t
-
b)
ia
ton
toff
180
360
120 o
Şekil 3.8. SMFDA motorunun stator sargılarında oluşan evirici akımları: (a) ON ve
OFF zamanlarındaki A ve B faz akımları, (b) ON-OFF üçgen akım dalga
şekli
Şekil 3.8’e ve SMFDA motorlarının temel çalışma prensiplerine göre; yıldız bağlı
faz sargıları için aynı anda üç motor sargısından sadece iki tanesi iletimde olup her
iki faz sargısı için de iki anahtarlama elemanı kapalı konuma gelir. Örneğin; iaAB için
T1 ve T4, iaBC için T3 ve T6, iaCA için T5 ve T2 vb. Bu durumda giriş faz gerilimi Eş.
3.1 ile ifade edilmiştir. T1 anahtarı açıldığında akım D2 diyotu üzerinden serbest
kalır. OFF zaman aralığı için T1 ve T4 anahtarları açılarak D2 ve D3 diyotlarının faz
stator akımını C kapasitörü üzerine şarj etmesi sağlanır.
Anahtarlama elemanları yüksek frekanslarda anahtarlanırsa, sargı indüktansı üçgen
akım dalga şekillerinin düzgün olmasını sağlar. Bu şartlarda DA uyartımda SMFDA
motorunun evirici gerilim değeri klasik DA motorunun kararlı haldeki gerilim
değerine eşit olur ve aşağıdaki şekilde ifade edilir.
55
Vdc  E f L L  2R1I a( sq )
(3.10)
Eşitlikte ifade edilen 2R1; yıldız bağlı motor fazlarının her anda seri bağlı iki fazına
ait faz dirençlerinin toplamını, EfL-L ise seri bağlı fazlara ait zıt EMK’ların toplamını,
Vdc evirici bara gerilimini ve Ia(sq) da evirici giriş gerilimine eşit kare dalga akımının
tepe değerini ifade etmektedir.
0 ile 180 derece aralığında manyetik akı yoğunluğunun sabit bir şekilde (Bmg=sabit)
ideal bir dağılım gösterdiği varsayılırsa;

 f  Li  Bmg dx  Li Bmg
0
(3.11)
Kare dalga uyartım için tek bir sargıda indüklenen zıt EMK manyetik akı yoğunluğu
açısından aşağıdaki eşitlikle ifade edilebilir:
2Bmg Li v  4 pnBmg Li
(3.12)
Akının kutup boyunca düzgün dağılmadığı düşünülürse N1kw1 sarım sayısına göre
elde edilen zıt EMK’nın değeri;
e f  4 pnN1kw1i( sq ) Bmg Li  4 pnN1kw1 f
(3.13)
eşitliği ile ifade edilir. Şekil 3.8’de yıldız bağlı motorun aynı anda iki faz sargısının
enerjilendirildiği göz önünde bulundurulduğunda elektromanyetik gücü oluşturan zıt
EMK;
E f L L  2e f  8 pN1kw1i( sq ) Li Bmg n  cE d c (fsq ) n  kE d c n
(3.14)
56
eşitliği
ile
kEdc=cEdcΦf
ifade
edilmektedir.
Eşitlikte
bahsedilen
cEdc=8pN1kw1
ve
(sq)
’dir. Bu eşitliklere dayanarak motorun üretmiş olduğu elektromanyetik
moment ifadesi aşağıdaki eşitlik ile ifade edilebilir:
Td 

4

Pg
2 n

E f L  L I a( sq )
pN1kw1
2 n
( sq ) ( sq )
f
a
I

4

pN1kw1 i( sq ) Li Bm g I a( sq )
 cT d c 
(3.15)
( sq ) ( sq )
f
a
I
k
( sq )
Tdc a
I
Burada ifade edilen cTdc = cEdc/(2π) = (4/ π)pN1kw1, kTdc = cTdcΦf(sq) ve Ia(sq) faz
akımının tepe değeridir. n=ns ve ψ=0° olmak üzere, sinüs dalgalı bir motorun ürettiği
moment değerinin kare dalga bir motorun moment değerine oranı şu şekilde
gösterilebilir:
( sq )
 ( sq ) I a( sq )
Td( sq ) 4 2  f I a( sq )

 0.6 f
Td
 m1  f I a
 f Ia
(3.16)
3.4. SMFDA Motorlarında Kayıplar ve Güç Analizi
Elektrik makinelerinde kayıplar ve buna bağlı olarak yapılan güç analizi verimliliğin
hesaplanmasında çok önemlidir. Yüksek verimli bir makine tasarımı ortaya koymak;
işletim değerlerinin azaltılması, enerji sarfiyatı ve çevre duyarlılığı açısından
düşünüldüğünde temel amaç olmalıdır. Bunun için geleneksel elektrik makinelerinde
çalışılan bakır kayıpları, demir kayıpları, sürtünme ve rüzgar kayıpları ile frekansa
bağlı olarak oluşan kayıpların çok iyi analiz edilmesi gerekmektedir.
3.4.1. Bakır kayıpları
Genel olarak belirli bir sıcaklıkta SMFDA motorların sargılarında oluşan bakır
kayıpları aşağıdaki eşitlik ile hesaplanabilir.
2
pcu  3k R20 I RMS
(W )
(3.17)
57
Burada ifade edilen kθ sıcaklık düzeltme faktörü olarak bilinir ve aşağıdaki eşitlik
yardımıyla hesaplanır.
k 
235  
255
(3.18)
Aynı şekilde 20°’deki faz direnci bakır iletkenliği, Nf faz başına sarım sayısı, sc
iletken kesit alanı, lem ise ortalama iletken uzunluğu olmak üzere Eş. 3.19 aracılığı ile
hesaplanmaktadır.
R20  20
Nf
sc
lem ()
(3.19)
İdeal bir varsayım olarak 120°’lik kare dalga komütasyonu olan bir SMFDA motoru
göz önünde bulundurulursa;
I RMS  I
2
( A)
3
(3.20)
3,20 eşitliğine dayanarak T=2π/ω olmak üzere 120°’lik kare dalga komütasyonu olan
bir SMFDA motoru daha geniş bir ifade ile etkin akım değeri;
Ia 
2 T /2 2
 5 /(6 ) ( sq ) 2
  5  1   ( sq ) 2
 I a  dt  I a( sq )
ia (t )dt 

I


T 0
  /(6 )
  6  6   a
3
(3.21)
olarak bulunur. Aynı ifade 180°’lik kare dalga komütasyonu olan bir SMFDA motor
aşağıdaki gibi ifade edilebilir.
Ia 
  /( ) ( sq ) 2
 

 I a  dt  I a( sq )
 0   I a( sq )


 0
  
(3.22)
58
Elde edilen eşitlik Eş. 3.17’de yerine konursa;
pcu  2k R20 I 2 (W )
(3.23)
ifadesine ulaşılır. Tasarlanacak olan sistem dış rotorlu bir motor olacağı için “deri
etkisi” ihmal edilebilir. Çünkü bu motorlarda δ ile gösterilen deri derinliği dc ile
gösterilen iletken kesitinden daha büyüktür. Yani;
√
(3.24)
3.4.2. Demir kayıpları
Sinüsoidal bir manyetik alanda meydana gelen demir kayıpları frekansa bağlı olarak
değişmekte olup, Steinmetz eşitliği [92] ile ifade edilmektedir.
PF e  kh fBˆ   ke f 2 Bˆ 2 (W / kg )
(3.25)
Eşitlikte belirtilen ilk ifade histerezis kayıplarını, ikinci ifade ise eddy akımı
kayıplarını belirtmektedir. B manyetik akı yoğunluğunun maksimum değerini
belirtirken kh, ke ve α üretici firmaya ait sabiteleri vermektedir. Yukarıda verilen
eşitlik sinüsoidal akı yoğunluğu için geçerlidir. Fakat SMFDA motorlarında stator
nüvesindeki akının değişimi sinüs değildir. Bu şartlar altında, buna alternatif olarak
aşağıdaki eşitlik verilebilir [92].
2
k  dB 
PF e  kh fBˆ   e 2 
 (W / kg )
2  dt  RMS
(3.26)
Histerezis kayıpları akının maksimum değerine bağlı olarak değişim gösterdiği için
bu ifadede herhangi bir değişiklik yapılmadığına dikkat etmek gerekmektedir.
59
Stator Kutup Başlarında Meydana Gelen Demir Kayıpları
Stator kutup başlarında meydana gelen demir kaybı pt ile gösterilir ve aşağıdaki
eşitlik kullanılarak ifade edilebilir;
pt  kh f Bt 
4

ke
f 2 Bˆt2
 tt
 (W / kg )
(3.27)
Burada Bˆt kutup başlarında oluşan manyetik akı yoğunluğu ve αtt aşağıdaki eşitlikle
ifade edilen kutup başı yay açısıdır.
Eğer   1 ve tt    m ise;
 k w 
 tt  p   c o  (elektiriki açı)
D 
s
(3.28)
ya da tt    m ise;
  m 

  2
 tt 

(3.29)
Eşitlikte; s oluk sayısını, kc Carter katsayısını, ω0 oluk açıklığını ve D stator çapını
göstermektedir.
Stator Boyunduruğunda Meydana Gelen Demir Kayıpları
Stator kutup başlarında meydana gelen demir kaybı py ile gösterilir ve aşağıdaki
eşitlik kullanılarak ifade edilebilir.
p y  kh f By 
8

ke
f 2 Bˆ y2
m
(W / kg )
(3.30)
60
Stator Nüve Kayıpları
Yüzey kayıpları ihmal edildiğinde stator nüvesinde oluşan toplan kayıplar pFe ile
gösterilir ve aşağıdaki eşitlikle formülize edilir.
pFe  pt Gt  p yGY (W )
(3.31)
pt ve py sırasıyla stator kutup başlarında ve boyundurukta meydana gelen kayıpları
(W/kg) ifade ederken Gt ve Gy ise kutup başlarının ve boyunduruğun ağırlığını
vermektedir.
3.4.3. Mekanik kayıplar
Mekanik kayıplar sürtünme ve rüzgâr kayıpları olmak üzere iki grup altında
incelenebilir. Yataklarda meydana gelen sürtünme kayıpları aşağıdaki eşitlik ile ifade
edilir.
p fr 
3
nr Grot N 103 (W )
2
(3.32)
Eşitlikte nr yatak ya da rulman sayısını, Grot rotor ağırlığını ve N de d/d olarak rotor
hızını vermektedir. Rüzgâr kayıpları da;
3
pwind  2Dout
LN 3 106 (W )
(3.33)
ile ifade edilir ve eşitlikte belirtilen Dout rotor dış çapını (m), L de rotorun
uzunluğunu(m) verir.
61
4. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SMFDA MOTORUN
TASARIM
SÜRECİ
İLE
GEOMETRİK,
MANYETİK
VE
ELEKTRİKSEL PARAMETRELERİ
4.1. Giriş
Sürekli mıknatıslı radyal akılı adı da verilen standart mıknatıslı motorların tasarımı,
tüm dünyada birçok firma tarafından belirli güç ve hızlarda yapılmaktadır. Ancak,
her ne kadar tasarımda kullanılabilecek yazılımlar olsa bile, özel bir uygulama için
motor tasarımı uzmanlık istemekte ve zaman almaktadır. Standart dışı sabit
mıknatıslı motorların tasarımı ise, başlı başına uzmanlık gerektiren, motor yapısına
bağlı olarak denklemleri değişen, modelleme ve sonlu elemanlar analizi (SEA) gibi
analizler olmaksızın tasarımın sonlandırılamayacağı, zaman alıcı güç bir iştir.
4.2. Gerçekleştirilecek Yapısal Tasarım Yöntemi ve Akışı
Elektrik motorları tasarlanırken belli başlı kriterler dikkate alınarak uygun tasarım
gerçekleştirilmelidir. Elektrik motorlarına ait bazı tasarım kriterleri aşağıdaki gibidir.

Düşük maliyetli tasarım

Yüksek verimli tasarım

Dengeli tasarım

Yüksek Güç Yoğunluklu Tasarım
Bu tez çalışması kapsamında tasarlanacak olan motor, yukarıda bahsedilen dört kriter
birden dikkate alınarak gerçekleştirilecektir. Bunun sağlanması için kullanılacak
malzemeler ve tasarım yöntemi dikkatlice ele alınmalıdır.
Gerçekleştirilecek çalışmada parametrik çözüm metotları kullanılarak optimum
mıknatıs tüketimi araştırılacak ve olabildiğince düşük miktarda mıknatıs kullanımını
sağlayacak bir tasarım gerçekleştirilecektir. Diğer taraftan motor statoruna ait L
uzunluğu maliyeti düşürücü bir etkendir. Ancak belirli bir limitten sonra L
62
uzunluğundaki artış verimde düşüşe sebep olacağı için optimum L uzunluğu
optimizasyon çalışmaları ile detaylı olarak belirlenecektir. Piyasada satılmakta olan
sabit
mıknatıslı
fırçasız
doğru
akım
motorları
(FDAM)
bu
açıdan
değerlendirildiğinde ticari kaygı ve düşük maliyet anlayışı kapsamında düşük
maliyetli ve düşük verimli tasarım kriteri olan motorlardır. Manyetik devrenin
optimizasyonu ile maliyeti düşük tutup verimi yükseltmek mümkündür. Bu
çalışmanın ana hedefi de yüksek verimli ve olabildiğince hafif bir motor
tasarlamaktır.
Vuruntu torkunun minimize edilmesi için rotor mıknatısları veya stator olukları
uygun geometrilerde imal ettirilecek veya çarpık olarak yerleştirilip gürültü ve
sarsıntı minimize edilecektir. Bununla ilgili optimizasyon çalışmaları ayrıca
gerçekleştirilecektir. Kayıpların düşürülmesi için demir ve bakır kayıpları
hassasiyetle incelenecektir. Demir kayıplarını azaltılabilmesi için ince ve kg başına 4
– 4.5W tüketimi olan silisli saclar kullanılması planlanmaktadır. Bakır kayıpları için
motorun akım yoğunluğu tasarım esnasında soğutma sistemi de dikkate alınarak
düşük tutulacaktır.
4.3. Tasarım Döngüsü
Sürekli mıknatıslı motorların tasarım süreci günümüzde artık sadece elektromanyetik
tasarımdan ibaret değildir. Şekil 4.1’den görüldüğü gibi, özel uygulamalar için
tasarlanacak motor elektromanyetik, yapısal ve termal tasarım ya da analiz
aşamalarını geçtikten sonra sonlandırılmalıdır.
63
Sabit Mıknatıslı
Motor Modeli ve
Boyutlandırılması
Motor
Optimizasyonu
Sonlu Elemanlar
ile Simülasyon
HAYIR
Termal Çevrim
Yapısal Çevrim
Analitik-Elektromanyetik
Tasarım Verisi
Yapısal Tasarım
Analizi
Sonuçlar
tatmin edici
mi?
EVET
Tasarım
Optimizasyonu
Analitik ve EM
Tasarım Tamam
Tasarım
Sonuçları?
EVET
HAYIR
Termal/CFD
Analizi
Tasarım
Optimizasyonu
Sonuçlar
Tutarlı mı?
EVET
TASARIM
TAMAMLA
HAYIR
Şekil 4.1. Sürekli mıknatıslı makinelerin tasarım aşamaları
Tasarım aşamalarının her biri optimum tasarımı bulabilmek için kendi içinde bir
çevrim oluşturmak zorundadır. Elektromanyetik tasarım kendi içerisinde motor
modeli, optimizasyon, 2 yada 3 boyutlu sonlu elemanlar analizi gibi uzun, yorucu ve
zaman alıcı aşamalardan ibarettir.
Motor modeli, sürekli mıknatıslı motorun yapısına bağlı olarak, sonlu elemanlar
yazılımının türünün 2 ya da 3 boyutlu olmasına göre değişir. Elde edilen tasarım ya
da tasarımlardan uygulamanın özelliklerine uygun olanı, yada olanları SEA ile
çözümlenerek tasarım kriterlerine uygunluğu belirlenir. Bu döngülü işlem kriterlerin
zorluk derecesine göre birkaç defa tekrarlanabileceği göz ardı edilmemelidir.
Elektromanyetik tasarım aşamasını geçmiş bir motor, yapısal tasarım ya da analiz
aşamasını geçemez ise elektromanyetik tasarım aşamasına geri dönülmeli ve rotor
yapısı uygulamanın hızına göre değiştirilmelidir.
64
Yüksek hızlı uygulamalarda, rotorun yapısal bütünlüğünü korumak için tasarımın bu
aşaması çok önemlidir. Şayet uygulamada yüksek rotor hızları söz konusu değilse
yapısal analize gerek kalmayabilir. Tasarım sürecinde son aşama ise termal streslerin
kontrol edilmesidir. Bu bir SEA olabileceği gibi CFD türü bir çalışma da olabilir.
Benzer şekilde elektromanyetik ve yapısal tasarım aşamalarını geçen bir motorun
termal tasarım aşamasında sorun yaratması elektromanyetik tasarım aşamasına geri
dönülmesi demektir. Akım yoğunluğu düşük uygulamalarda veya çok sıcak
ortamlarda çalışmayan sürekli mıknatıslı motorlarda termal tasarıma gerek
kalmayabilir.
Tasarımcının tecrübesi, bu tip yapısal ve termal analizlere gerek olup olmayacağını
belirleyen en önemli unsurdur. Ancak, özel bir uygulama için tasarlanan sürekli
mıknatıslı bir motor, tüm tasarım aşamalarını geçtikten sonra prototip veya üretim
aşamasına geçilmelidir.
Şekil 4.2. Kullanılan tasarım ve analiz programlarının tasarım döngüsü içerisindeki
durumları
65
Bu projenin temel iskeleti elektrik motorunun tasarımı üzerine kurulmuştur. Bilindiği
üzere elektrik makinelerinin lineer olmayan davranışları nedeniyle standart bir
hesaplama yöntemi bulunmamaktadır. Farklı karakteristikteki makineler için sürekli
değişen makine katsayıları bulunmakta ve bu katsayıların tespiti makine
tasarımcısının tecrübelerine bağlı hale gelmektedir. Bu amaçla bir takım karmaşık
elektromanyetik ve elektromekanik hesaplama yöntemleri dikkate alınacak olup
nümerik ve sonlu eleman analiz çalışmaları gerçekleştirilecektir.
Gerçekleştirilecek olan döngüsel çalışmaları daha da detaylı hale getirmek gerekirse
kullanılan program çözümlerine bağlı olarak Şekil 4.2’deki çevrimler elde edilebilir.
Verilen döngünün çevrimsel hesaplama yöntemi içerisindeki önemi şu şekilde
açıklanabilir: Tasarımın 2 ya da 3 boyutlu olmasına bağlı olarak RMxprt’de elde
edilen veriler optimum tasarımı bulabilmek için hem kendi hem de Maxwell
içerisinde alt-çevrim oluşturacaktır. Bu çevrimler motorun karmaşıklığına bağlı
olarak uzun sürebilmektedir. Elde edilen çıktılar ise Şekil 4.3’te verilen entegre
sürücülü analiz döngüleri için tekrar kullanılacaktır.
Şekil 4.3. Entegre sürücülü analiz döngüleri
66
4.4. Boyutlandırma Çalışmaları
Günümüzde elektrik makinelerinin boyutlandırma tasarımı için pek çok yazılım
bulunmaktadır. Fakat bu yazılımlar genel itibari ile analiz çalışmaları için
kullanılabilmektedir. Elektrik makinelerinin boyutlandırma çalışmaları ise başlı
başına uzmanlık ve deneyim gerektirmektedir. Örneğin; belirli bir güç, devir ve
verim
vs.
değerlerini
girip
ilgili
elektrik
makinesinin
boyutlandırmasını
gerçekleştirebilecek bir yazılım bulunmamaktadır. Bu sebeple boyutlandırma
çalışmaları ilk etapta analitik hesaplamalar gerçekleştirilerek yapılabilmekte ve daha
sonra çeşitli yazılımlar ile optimize edilerek son boyutlarına ulaştırılmaktadır.
Bu safhada öncelikle klasik iç rotorlu (in-runner) bir SMFDA motoru göz önünde
bulundurulacak ve dış rotorlu (out-runner) SMFDA motorları ile aralarındaki
geometrik parametre farklarının açık bir şekilde anlaşılması sağlanacaktır. Şekil
4.4’te iç rotorlu bir SMFDA motoruna ait çizim ve kesitsel görünüm verilmiştir.
Şekil 4.4. İç rotorlu SMFDA motorlarının bazı geometrik parametreleri
Boyutlandırma çalışmalarının sağlıklı bir şekilde yürütülebilmesi için belirli bir
analitik yöntemin geliştirilmesi gerekmektedir. Tasarlanacak makine dış rotorlu bir
SMFDA motoru olduğu için yukarıda verilen ortak parametreler ile aşağıda verilen
şekildeki stator ve rotor parametreleri dikkate alınması gerekmektedir.
67
Şekil 4.5. Dış rotorlu SMFDA motorları için bazı geometrik parametrelerin
tanımlanması [93]
Boyutlandırma çalışmalarında dikkat edilmesi gereken en önemli parametreler çıkış
eşitliklerinin ve performans denklemlerinin gerçekleştirilmesinde sıklıkla karşılaşılan
stator ve rotor çap boyutları ile motor uzunluğudur. Bunun dışında kalan boyutlar
sargı çalışmaları kapsamında performans göz önünde bulundurularak parametrik
çözümler ışığında elde edilebilmektedir.
Dış rotorlu SMFDA motorlarının stator dış çapı aşağıdaki eşitlik yardımıyla
hesaplanabilir;
D  Dr c  2lm  2
(4.1)
Eşitlikte verilen D stator dış çapını, Drc rotor iç çapını, lm mıknatıs kalınlığını ve δ
hava aralığının uzunluğunu vermektedir. Motor tasarımında oluk tasarımı sargı
konfigürasyonu ve yapısına bağlı olarak çok önemlidir. Şekil 4.4’te gösterilen bss1
stator oluğunun üst oluk genişlik parametresi olup aşağıdaki eşitlik yardımıyla
hesaplanır.
bs s1  
D  2hs w
 bt s
Qs
(4.2)
68
hsw stator nüvesinin diş kalınlığını, bts nüvenin diş genişliğini ve Qs stator oluk
sayısını belirtmektedir. bss2 ise stator oluğunun alt oluk genişlik parametresi olup
aşağıdaki eşitlik yardımıyla hesaplanır.
bs s 2  
D  2hs s
 bt s
Qs
(4.3)
Eşitlikte ifade edilen hss oluk boyunu ifade etmektedir. hsy etkin nüve kalınlığını ifade
etmektedir ve aşağıdaki eşitlik yardımıyla hesaplanabilir.
1
hsy  ( D  Dİ  2hss )
2
(4.4)
Statorun iç çapını belirten Di sadece dış rotorlu SMFDA motorlarına ait bir
parametredir. Benzer şekilde rotorda manyetik akının akışını sağlayacak olan ve ST37 çeliğinden seçilecek olan nüvenin kalınlığı aşağıdaki formülizasyon ile elde
edilebilir.
1
hry  ( D0  Drc )
2
(4.5)
Toplam oluk alanı olarak ifade edilen Asl ise;
1
Asl  (bss1  bss 2 )*(hss  hsw )
2
(4.6)
eşitliği ile gösterilebilir. Bu arada stator oluk açıklığının oluk genişliğine oranı da
göz önünde bulundurulması gereken bir parametredir ve aşağıdaki eşitlik ile ifade
edilmektedir.
kopen 
bso
bss1
(4.7)
69
Eşitlikte verilen bso stator olukları arasındaki mesafeyi göstermektedir.
4.4.1. Kutup sayısının seçimi
Sürekli mıknatıslı makinalarda kutup sayısının seçimi tasarımda belirleyici faktör
olan rotor hızına göre şekillenmektedir. Aynı hız değeri için kutup sayısındaki artış;
komütasyon frekansında artışa dolayısıyle anahtarlama elemanlarında frekansa bağlı
oluşan anahtarlama kayıplarında artışa ve stator nüvesinde meydana gelen ve bir
önceki bölümde açıklanmış olan demir kayıplarında artışa neden olacaktır [94].
Kutup sayısı temel olarak aşağıdaki formül ile ifade edilmektedir.
2 p  120. f
(4.8)
n
Eşitlikte gösterilen 2p kutup sayısını, f çalışma frekansını ve n rotor devir sayısını
vermektedir. Bu değerin seçimi daha kolaylaştırmak için sargı faktörü göz önünde
bulundurularak kutup-oluk sayısı kombinasyonlarına ve bu konu ile ilgili daha önce
gerçekleştirilmiş olan çalışmalara göz atmak çok faydalı olacaktır. Konu daha
sonraki bölümlerde detaylı olarak açıklanacaktır.
4.4.2. Hava aralığı akısının hesaplanması
Tasarım işlemlerinin düzgün bir şekilde ilerleyebilmesi için hava aralığı akısının
analitik olarak düzgün bir şekilde hesaplanması gerekmektedir. Hava aralığının
hesaplanması farklı tasarım şemaları için farklı niteliktedir. Gerçekleştirilecek
uygulama yüzey mıknatıslı bir tasarıma dikkat çektiği için literatürde bu konuda
gerçekleştirilmiş
olan çalışmalar göz
önünde bulundurularak hesaplamalar
gerçekleştirilecektir.
Manyetik akının maksimum değeri olan Bm şu şekilde hesaplanmaktadır;
70
Bm 
Br kleak
 k
1 r C
lm
(4.9)
Br mıknatısın kalıcı akı yoğunluğunu, µr relatif mıknatıs geçirgenliğini ve kC Carter
faktörünü belirtmektedir ve aşağıdaki eşitlikle hesaplanır [95].
Ts
kC 
Ts 
k
open bss1 
2
(4.10)
bss1kopen  5
Eşitlikte ifade edilen ve iç rotorlu ile dış rotorlu makinelerde ortak olan statot diş
açıklığı (τr) aşağıdaki eşitlikle ifade edilmektedir.
Ts  
D
Qs
(4.11)
Manyetik akı eşitliğinde ifade edilen kleak iki komşu sabit mıknatıs arasındaki
manyetik kaçak akıyı ifade eden bir büyüklüktür.
Şekil 4.6. Farklı kutup sayısına sahip makinelerde kaçak akının durumu (2p=40 ve
2p=70)
71
Bu ifadenin farklı makine tipleri arasında nasıl değiştiğini kavrayabilmek için Şekil
4.6’ya bakmak yeterli olacaktır. Kutup sayısı arttıkça sürekli mıknatıslar arasındaki
mesafe doğal olarak azalacak ve buna bağlı olarak hava aralığı relüktansında azalma
gözlenecektir. Sürekli mıknatıslar arasındaki kaçak akının değeri tabi ki mıknatısın
kalınlığına ve hava aralığının uzunluğuna da bağlıdır. Fakat bu durum şartlar aynı
olduğu için ihmal edilmiştir. Lineer olarak kutup sayısındaki artışın kaçak akı
üzerindeki değişimi Şekil 4.6’da açıkça görülmektedir. Kaçak akı faktörü hava
aralığından geçen manyetik akı çizgilerinin yoğunluğuna bağlı olarak tanımlanmıştır.
Buna göre;
kleak 
100  number of leakage flux lines
100
(4.12)
eşitliği ile tanımlanmaktadır. Ayrıca kaçak akı faktörü sabit mıknatıslı senkron
makineler için;
kleak 
100  (7 p / 60  0.5)
100
(4.13)
dış rotorlu sabit mıknatıslı doğru akım makineleri için;
kleak 
100  (7 p / 60  3)
100
(4.14)
ve mıknatısları gömülü sabit mıknatıslı senkron makineler için;
kleak 
100  ( p /10)
100
eşitlikleri ile verilmektedir.
(4.15)
72
4.5. Analitik Hesaplama Ara Yüzü ve RMxrpt ile Optimizasyon Süreci
Verimli ve hacmen küçük bir motor elde etmek için yapılan simülasyonlar tek başına
yeterli olmamakta ve sonuçta beklenmedik durumlar ortaya çıkartabilmektedir. Bu
yüzden gerçekleştirilecek olan manyetik simülasyonlarla birlikte motora ait analitik
hesaplamaların da dikkatli bir şekilde gerçekleştirilmesi gerekmektedir. Bu safhada
Microsoft Visual Studio ile geliştirilmiş olan ve sürekli mıknatıslı fırçasız doğru
akım makinelerin temel analitik hesaplamalarını otomatik olarak gerçekleştiren Şekil
4.7’de verilen ara yüz kullanılacaktır.
Şekil 4.7. Analitik hesaplama ve “Sonuçlar” penceresi
Tasarlanan arayüzün, görünüş itibarı ile basit olmasına rağmen arkaplanda çalışan
karmaşık matematiksel ifadeleri kısa zamanda çözme kapasitesi vardır. Bu karmaşık
matematiksel ifadeler boyutlandırma çalışmaları başlığı altında detaylı olarak
işlenmektedir. Analitik hesaplamalar belirli konfigürasyonlar, varsayımlar ve
hesaplamalar altında gerçekleştirilmektedir. Şekil 4.8’de verilen akış şeması bu
işlemin nasıl gerçekleştirildiğini açık bir şekilde ortaya koymaktadır. Şekilde tasarım
prosedüründe
parametrelerinin
takip
edilen
belirlenmesi,
farklı
adımlar
farklı
sınır
içerisinde
şartları
gibi
başlangıç
tasarım
değişkenler
ortaya
73
konulmuştur. Örneğin “aktif ağırlık” parametresinin tasarım değişkenlerinin bir
fonksiyonu olarak sınır şartlarında mutlaka tanımlanması gerekmektedir.
Çeşitli Parametreler:
Kutup sayısı, uzunluk,
hava aralığı uzunluğu,
oluk ve mıknatıs boyutları
Dış boyutu
Yapısının sertliği
Stator parametrelerini
değişkenlerin bir
fonksiyonu olarak
belirtme
Hava aralığındaki
maksimum akı
yoğunluğu
Stator
boyunduruğundaki
ve çıkıntısındaki
akı yoğunluğu
Manyetik doyum
Yük akımı
Termal davranış
Akım
yoğunluğu
Verim
Bakır
kayıpları
Gerçek
ağırlık
HAYIR
Optimum
sonuç?
EVET
FEM ile
doğrulama
Şekil 4.8. Analitik hesaplama yönteminde kullanılan akış şeması
74
Akış şemasında da görüldüğü gibi sabit mıknatıslı motorların tasarım akışı çok farklı
adımlardan oluşan ve karmaşık formüllerle donatılmış geniş bir prosedürü
tanımlamaktadır. Yukarıda verilen analitik döngüler ve gerçekleştirilen programın
arka planında çalışan matematiksel ifadeler sonucunda 500 d/d başlangıç devir değeri
için hesaplanan sabit mıknatıslı dış rotorlu motorun temel boyutlandırma
parametreleri Çizelge 4.1’de gösterildiği gibi hesaplanmıştır.
Çizelge 4.1. Temel boyutlandırma parametreleri
TASARIM PARAMETRESİ
Stator dış çapı (Do)
Stator iç çapı (Di)
Rotor dış çapı
Rotor iç çapı
Mıknatıs kalınlığı
Motor uzunluğu (L)
Motor anma hızı
Besleme gerilimi
DEĞERİ
196,5 mm
146,8 mm
218,2 mm
199,5 mm
3 mm
26,5 mm
500 d/d
48 V DC
Stator oluk sayısı
51
Kutup sayısı
Faz sayısı (m)
46
3
4.5.1. RMxprt yazılımı ile süreç yönetimi
Önemli olan nokta yukarıda hesaplanmış olan analitik değerlerin sağlamasının
yapılmasıdır. Bu safhada ANSYS firması tarafında geliştirilmiş olan ve döner
elektrik makinalarının boyutlandırma çalışmalarında kullanılmakta olan Ansoft
RMxprt paket programı tercih edilmiş ve bu yazılım yardımıyla SMFDA motoruna
ait çıkış parametreleri ile tüm çıkış grafikleri elde edilerek boyutlandırma
optimizasyonları gerçekleştirilmiştir.
RMxprt ile elde edilen analitik model daha sonra manyetik simülasyon için referans
olarak kullanılacaktır. ANSYS RMxprt yazılımına ait bir ekran görüntüsü Şekil
4.9’da verilmiştir.
75
Şekil 4.9. RMxprt Ekran Görüntüsü
Tüm boyutlandırma ve optimizasyon çalışmalarının akabinde, verimlilik ve diğer
çıkış parametrelerinin hedeflenen sınırlar içerisinde kalması için parametrik çözüm
metotları kullanılmış ve motor modeli son halini almıştır. Kullanılan parametrik
optimizasyon model ve yöntemleri ilerleyen bölümlerde detaylı bir şekilde
açıklanacaktır.
RMxprt aracılığı ile Şekil 4.10- Şekil 4.16’da verilen grafiksel gösterimler elde
edilmiştir.
76
700.00
600.00
500.00
(A)
400.00
300.00
200.00
100.00
0.00
0.00
100.00
200.00
300.00
n (rpm)
400.00
500.00
600.00
500.00
600.00
Şekil 4.10. Motor hızına karşılık motor akımındaki değişim
3500.00
3000.00
2500.00
(W)
2000.00
1500.00
1000.00
500.00
0.00
0.00
100.00
200.00
300.00
n (rpm)
400.00
Şekil 4.11. Motor hızına karşılık motor gücündeki değişim
77
500.00
400.00
(N.m)
300.00
200.00
100.00
0.00
0.00
100.00
200.00
300.00
n (rpm)
400.00
500.00
600.00
Şekil 4.12. Motor hızına karşılık motor milinde oluşan moment
1.00
(Tesla)
0.50
0.00
-0.50
-1.00
0.00
125.00
Electric Degree
250.00
375.00
Şekil 4.13. Elektriksel açıya bağlı olarak hava aralığındaki manyetik akı
yoğunluğunun değişimi
78
0.003
(N.m)
0.001
0.000
-0.001
-0.003
0.00
125.00
Electric Degree
250.00
375.00
Şekil 4.14. Elektriksel açıya bağlı olarak mıknatıslardan dolayı oluşan tutma
momenti
ANSOFT
50.00
Curve Info
40.00
Phase Voltage ea
30.00
Line Voltage eab
20.00
(Volts)
10.00
0.00
-10.00
-20.00
-30.00
-40.00
-50.00
0.00
30.00
60.00
90.00
120.00 150.00 180.00 210.00 240.00 270.00 300.00 330.00 360.00
Electric Degree
Şekil 4.15. Elektriksel açıya bağlı olarak motor anma hızındayken sargılarda
indüklenen gerilimin değişimi
79
Şekil 4.16. Çıkış gücü ve motor momentine bağlı olarak hız ve verim değişimi
80
4.5.2. RMxprt yazılımı ile gerçekleştirilen operasyonel parametrik analizler
Tasarlanan SMFDA motorunun çıkış parametreleri ile fiziksel boyut değerlerini
optimum değerde tutabilmek ve motor değerlerini sağlıklı bir şekilde izlenebilir hale
getirmek için bazı özel parametrik analizler gerçekleştirilmiştir. Bu analizler motorun
çalışmasına bağlı olarak gerçekleştirilen analizler ve fiziksel parametreleri optimize
edebilmek için yapılan analizler olmak üzere ikiye ayrılmaktadır. Operasyonel
parametrik analizler; motorun yüklenmesi yani çıkış gücünün artması ile motor
çalışma sıcaklığının değişimine bağlı olarak motor verimi, kayıpları ve çıkış
momentindeki değişimleri kapsamaktadır.
Değişken Çıkış Gücü ve Çalışma Sıcaklığına Karşılık Motor Verimindeki Değişim
Bilindiği üzere tüm motorlarda tipik bir davranış olarak kabul edildiği gibi sabit
mıknatıslı motorlarda da motor yüklendikçe ya da mil gücü arttıkça motorun
devreden çektiği akıma bağlı olarak sargılarında ısınma meydana gelecektir. Bu
durumun verime etkisini görmek amacıyla gerçekleştirilen parametrik analizde Şekil
4.17’deki sonuçlar ortaya konmuştur.
XY Plot 2
RMxprtDesign1
ANSOFT
95.00
90.00
85.00
Curve Info
EfficiencyParameter
80.00
Pow er='100W'
Pow er='200W'
Pow er='300W'
75.00
Pow er='400W'
Pow er='500W'
Pow er='600W'
70.00
Pow er='700W'
Pow er='800W'
Pow er='900W'
65.00
Pow er='1000W'
60.00
55.00
0.00
25.00
50.00
75.00
100.00
Temperature [cel]
125.00
150.00
175.00
200.00
Şekil 4.17. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor verimine
etkisi
Elde edilen değerlerin 3 boyutlu grafiklerle gösterimi Şekil 4.18’de verilmektedir.
81
Şekil 4.18. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor verimine
etkisi (3D)
Değişken Çıkış Gücü ve Çalışma Sıcaklığına Karşılık Motorda Meydana Gelen
Kayıpların Değişimi
Aynı şekilde motor yüklendikçe motorun devreden çektiği akımın artmasına paralel
olarak bakır kayıpları ve frekansın değişmesine bağlı olarak histerezis ve eddy akım
kayıplarında değişimler meydana gelecektir. Ortaya çıkan sonuçlar Şekil 4.19’da 2
boyutlu(2D), Şekil 4.20’de ise üç boyutlu(3D olarak) gösterilmektedir.
XY Plot 3
RMxprtDesign1
ANSOFT
120.00
Curve Info
Pow er='100W'
Pow er='200W'
Pow er='300W'
110.00
Pow er='400W'
Pow er='500W'
Pow er='600W'
Pow er='700W'
TotalLossParameter [W]
100.00
Pow er='800W'
Pow er='900W'
Pow er='1000W'
90.00
80.00
70.00
60.00
0.00
25.00
50.00
75.00
100.00
Temperature [cel]
125.00
150.00
175.00
200.00
Şekil 4.19. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin motor kayıplarına
etkisi
82
Şekil 4.20. Çıkış gücü ve buna bağlı sargı sıcaklığındaki değişimin toplam motor
kayıplarına etkisi (3D)
Değişken Çıkış Gücü ve Çalışma Sıcaklığının Motor Momentinde Meydana Getirdiği
Etki
Motor çıkış gücü arttıkça motor milinin döndürme kuvveti de artacaktır. Bu
parametrik analizdeki temel amaç sıcaklığın bu duruma etkisini ortaya koymaktır.
Şekil 4.21’de çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi iki boyutlu
olarak, Şekil 4.22’de ise üç boyutlu olarak görülmektedir.
XY Plot 4
RMxprtDesign1
ANSOFT
22.50
20.00
RatedTorqueParameter [NewtonMeter]
17.50
15.00
Curve Info
Pow er='100W'
12.50
Pow er='200W'
Pow er='300W'
Pow er='400W'
10.00
Pow er='500W'
Pow er='600W'
7.50
Pow er='700W'
Pow er='800W'
Pow er='900W'
5.00
Pow er='1000W'
2.50
0.00
0.00
25.00
50.00
75.00
100.00
Temperature [cel]
125.00
150.00
175.00
Şekil 4.21. Çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi
200.00
83
Şekil 4.22. Çıkış gücünün ve motor çalışma sıcaklığının momente etkisi (3D)
4.5.2. RMxprt yazılımı ile gerçekleştirilen ve fiziksel boyutlandırma ile ilişkili
parametrik analizler
Bu analizler motorun fiziksel parametrelerini optimize edebilmek için yapılmış olan
analizleri kapsamakta olup motor kutup yayı/mıknatıs yayı oranının çeşitli çıkış
parametrelerine etkileri ile bu değişken ve motor çıkış gücünün çıkış parametrelerine
etkileri gibi parametrik sonuçları içermektedir.
Değişken Kutup Yayı/Mıknatıs Yayı Oranının Motorun Mil Hızı, Verimi, Stator Akısı
ve Çıkış Momentine Etkisi
Motorun analitik hesaplamalar sonucunda elde edilen mıknatıs boyutlarını optimum
bir noktaya taşıyabilmek için RMxprt’de tanımlı olan motor kutup yayı uzunluğunun
motor mıknatıs yay uzunluğuna oranı olarak bilinen “embrance” değerinin
parametrik hesaplamalar sonucunda bir değere oturtulması gerekmektedir.
Bu değerin motordan elde edilecek verime, motor mil hızına, motor çıkış momentine
ve stator diş akısı gibi çıkış parametrelerine etkisinin hesaplanması optimum değerin
bulunması için yeterli olacaktır(Şekil 4.23- Şekil 4.24).
84
(a)
(b)
Şekil 4.23. Kutup yayı/mıknatıs yayı oranının (a) motor hızı ve (b) verime etkisi
85
(a)
(b)
Şekil 4.24. Kutup yayı/mıknatıs yayı oranının (a) stator akısı ve (b) momente etkisi
86
Değişken Yük ve Kutup Yayı/Mıknatıs Yayı Oranının Motorun Mil Hızı, Verimi,
Stator Akısı ve Çıkış Momentine Etkisi
Motor milindeki yükün artışına bağlı olarak motor gücünün değişimiyle birlikte
motor kutup yayı uzunluğunun motor mıknatıs yay uzunluğuna oranı değişiminin
motorun verimi, motorun anma hızı, moturun anma momenti ve motor toplam
kayıplarına olan etkileri detaylı olarak incelenmiştir(Şekil 4.25-Şekil 4.28).
Şekil 4.25. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motor
verimine etkisi
Şekil 4.26. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının
motorun toplam kayıplarına etkisi
87
Gerçekleştirilen analizlerde motor 100W-1000W aralığında yüklenirken motor kutup
yayı uzunluğunun motor mıknatıs yay uzunluğuna oranı 0,7 ile 1 arasında
değiştirilmiştir ve sonuçlar elde edilmiştir.
Şekil 4.27. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının motor
anma hızına etkisi
Şekil 4.28. Yük ve kutup yayı uzunluğu/motor mıknatıs yay uzunluğu oranının
motorun anma momentine etkisi
88
Değişken Yük ve Sabit Kutup Yayı/Mıknatıs Yayı Oranının (0,98) Çıkış
Parametrelerine Etkileri
Yukarıda gerçekleştirilen parametrik analizler kutup yayı uzunluğunun mıknatıs yayı
uzunluğuna olan oranının 0,98 olarak hesaplanmasını sağlamıştır. Şekil 4.29-Şekil
4.34’de gerçekleştirilen parametrik analizlerde bu oran sabit tutularak ve motor gücü
yüke bağlı olarak değiştirilerek çıkış parametreleri ve bazı çalışma değerleri elde
edilmiştir.
Şekil 4.29. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak 360 derecelik tam tur dönme esnasında faz akımının
değişimi
Elde edilen bu grafikler sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motorun
çalışma rejimi ile ilgili detaylı bilgiler vermektedir. Bu grafiklerin elde edilmesindeki
temel
amaç,
okuyucuya
tasarlanan
ve
birkaç
aşamalı
olarak
analizleri
gerçekleştirilmiş olan SMFDA motorunun çalışma şekli ve her çalışma anı ile ilgili
açıklayıcı bilgiler vermektir.
89
Şekil 4.30. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak 360 derecelik tam tur dönme esnasında kaynak akımının
değişimi
Şekil 4.31. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak motor veriminin değişimi
90
Şekil 4.32. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak motorun toplam kayıplarının değişimi
Şekil 4.33. Sabit kutup yayı/mıknatıs yayı oranında (0,98) motor gücünün değişimine
bağlı olarak motorun anma momentinin değişimi
91
Şekil 4.34. Kutup yayı/mıknatıs yayı =0.98 sabit iken anma gücü, çıkış momenti, anma hızı,
ortalama giriş akımı, verim ve toplam kayıplar arasındaki bağıntının gösterimi
92
Mıknatıs Kalınlığı ve Çıkış Gücüne Bağlı Olarak Çıkış Parametrelerinin Değişimi
Mıknatıs, sabit mıknatıslı makinelerde en önemli parçadır(Şekil 4.35). Mıknatısın
seçimi, fiziksel ve kimyasal özellikleri, tipleri ve kullanım alanları ile ilgili detaylı
bilgiler “SMFDA Motorunun Fabrikasyonu” bölümünde verilmektedir. Bu yüzden
mıknatıs kalınlığının her makine için optimum düzeyde olması gerekmektedir.
Bunun için gerçekleştirilen parametrik çalışmalarda mıknatıs kalınlığı 1 mm ile 4
mm aralığında 0.5 mm aralıklarla değiştirilerek her çıkış gücü için gerekli olan çıkış
parametrelerinin hesaplanması gerçekleştirilmiştir(Şekil 4.36-Şekil 4.41).
Şekil 4.35. Mıknatıs kalınlığının değiştirilmesi
Şekil 4.36. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motor anma akımına
etkisi
93
Şekil 4.37. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun spesifik
elektrik yüklemesine etkisi
Şekil 4.38. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun anma
momentine etkisi
94
Şekil 4.39. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun anma
hızına etkisi
Şekil 4.40. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun akım
yoğunluğu parametresine etkisi
95
Şekil 4.41. Değişen motor gücü ile birlikte mıknatıs kalınlığının motorun verim
parametresine etkisi
Gerçekleştirilmiş olan parametrik analizler ve analizler sonucu elde edilen tüm bu
grafikler yorumlanarak motora ait optimum fiziksel ve operasyonel parametreler
belirlenmiştir. Elde edilen değerler Çizelge 4.2’de gösterilmektedir.
96
Çizelge 4.2. 48 V 500 d/d SMFDA motoruna ait tasarım ve çıkış parametreleri
Parametre
Anma Çıkış Gücü
Anma Gerilim
Kutup Sayısı
Stator Oluk Sayısı
Stator İç Çapı
Stator Paket Uzunluğu
Stator Sacı
Oluk Başına Sarım
Sayısı
Hava Aralığı
Hava Aralığı
Rotor Çeliği
Mıknatıs Kalınlığı
Mıknatıs Malzemesi
Toplam Ağırlık
Hava Aralığı Akı
Yoğunluğu
Vuruntu Torku
Ortalama Giriş Akımı
Spesifik
Elektrik
Yüklemesi
Stator Sargısı Akım
Yoğunluğu
Demir Kaybı
Bakır Kaybı
Toplam Kayıplar
Verim %
Anma Hızı
Anma Momenti
Sargı Düzenlemesi
Değer
1000 Watt
48 Volt
46
51
148 mm
25,8 mm
M330-50A
Motor Parçaları
12
1 mm
1 mm
ST-37
3.2 mm
NdFeB- N40SH (150°C)
3.32 Kg
0.834 T
0.0021 Nm
22.868 A
20.104 A/mm
4.89 A/mm2
53.677 W
43.974 W
97.652 W
91.103 – (Sürtünme ve
rüzgâr kayıpları hariç)
452 d/d
21.102 Nm
3 Faz, 51 oluk tam kalıp
sarım
Optimize Edilmiş Motora Ait Çizimler
Çizelge 4.2’de fiziksel ve işletimsel değerleri verilmiş olan sabit mıknatıslı fırçasız
doğru akım motoruna ait bir CAD çizimleri Şekil 4.42 ve Şekil 4.43’de verilmiştir.
97
Şekil 4.42. Motorun statoruna ait manyetik simülasyon önceki son CAD çizimi
Şekil 4.43. Mıknatısların manyetik simülasyondan önceki boyutlandırma çizimleri
98
4.6. Sonuç ve Değerlendirme
Bu bölümde ortaya konan SMFDA motorunun tasarım sürecinden bahsedilmiştir.
Tasarımdan önce belirlenen parametreler yardımı ile motorun ana boyutlarını
belirleyecek fiziksel parametreler çıkartılmış ve motor tasarımında kullanılan
katsayılar yardımı ile doğrulamalar yapılmıştır. Parametrik analizler yardımıyla
motorun optimum çalışma ve fiziksel değerlerine ulaşılmıştır.
99
5.
SMFDA
MOTORUN
ELEMENTS
SONLU
METHOD)
ELEMANLAR
İLE
METODU
MANYETİK
(FINITE
ANALİZ
VE
OPTİMİZASYON SÜRECİ
5.1. Giriş
Sonlu Elemanlar Yöntemi ya da Sonlu Elemanlar Metodu, kısmi diferansiyel
denklemlerle ifade edilen veya fonksiyonel olarak formüle edilebilen problemleri
çözmek için kullanılan nümerik bir çözüm tekniği olarak ortaya atılmıştır [96].
Zamanla ve günümüzde karmaşık mühendislik problemlerinin hassas olarak
çözülmesinde etkin olarak kullanılan bir sayısal metot halini almıştır. İlk defa 1956
yılında uçak gövdelerinin gerilme analizi için geliştirilmiş olan sonlu elemanlar
yöntemiyle, katı mekaniği, sıvı mekaniği, akustik, elektromanyetizma, biyomekanik,
ısı transferi gibi alanlarda birçok uygulamayı analiz etmek mümkün hale gelmiştir.
Sonlu elemanlar metodundaki temel düşünce, karmaşık bir problemi, basite
indirgeyerek bir çözüm bulmaktır. Esas problemin daha basit bir probleme
indirgenmiş olması nedeni ile kesin sonuç yerine yaklaşık bir sonuç elde edilmekte,
ancak bu sonucun çözüm için daha fazla çaba harcayarak iyileştirilmesi ve kesin
sonuca çok yaklaşılması, hatta kesin sonuca ulaşılması mümkün olmaktadır.
5.2. Elektromanyetik, Elektromekanik ve Entegre Sürücülü Analizler
Motor, generatör gibi döner makinalardan maksimum verim almanın en önemli
noktalarından biri prototip çalışmalarında gerçekleştirilen karşılaştırmalı analiz ve
optimizasyon çalışmalarının çokluğudur. Ne kadar çok simülasyon çalışması
gerçekleştirilir ve optimizasyon parametresi kullanılır ise en iyi sonuca ulaşma
ihtimali o kadar çok artar. En iyi sonuca ulaşmak için tercih edilen sonlu elemanlar
metodu Şekil 5.1’de gösterildiği gibi güçlü bir ihtimaller zinciri oluşturmaktadır.
100
Başla
Başlangıç
değerlerinin
girilmesi
X = Makine değişkenlerini
kapsayan çok boyutlu vektör
r=1
X
Başlangıç
değerlerini
ayarlanması
Algoritma ile yeni vektör
yönlerinin belirlenmesi
Y
X
Bir sonraki iterasyon
r = r+1
FEM
DÖNGÜSÜ
Yeni vektörlerle Y’nin
optimize edilmesi
Y
Y = Tork, hacim vb gibi değerlerin
çıkış fonksiyonu
HAYIR
Y optimum mu?
EVET
Programı
Sonlandır
Şekil 5.1. Sonlu elemanlar metodunda kullanılan iterasyon ve karşılaştırmalı
analizlerin gerçekleştirilme zinciri
Makinaların elektromanyetik çevrimleri oluşturulurken mutlak suretle sonlu
elemanlar metodu kullanılmakta ve motor, generatör gibi sistemlerin elektromanyetik
analizlerinde de birçok program tercih edilmektedir. Gerçekleştirilmiş olan tez
çalışmasında elektromanyetik, elektromekanik ve sonrasında entegre sürücülü
analizler için ANSYS Maxwell 14 ve 15 sürümleri tercih edilmiştir.
101
Gerçekleştirilecek olan SMFDA motorunun tasarımı için bu paket programlarda
kullanılan genel tasarım çevrimlerini ve sonlu özel hale getirebilmek amacıyla Şekil
5.2’deki gibi bir sadeleştirme yapmak yararlı olacaktır.
Şekil 5.2. Gerçekleştirilecek olan sistemin entegre sürücülü çevrimi
Makinelerin dinamik davranışlarının incelenmesi ve sürücü-motor entegrasyonu gibi
çalışmalar dikkate alındığında sadece statik çözümler ve akı dağılımlarının elde
edilmesi çoğu zaman bir makinenin tasarımı için yeterli olmamaktadır. Bu aşamada
farklı paket programların hesaplamalarındaki hatalar da dikkate alınarak kullanılması
gerekmektedir.
Manyetik analizler yapılmadan problem tanımlamada izlenen yolları tarif etmekte
fayda vardır:
 Analizi yapılacak modellerin CAD çizimlerinin oluşturulması,
 Çizimlerin uzantıları *.dxf olacak şekilde program içerisine aktarılması,
102
 Problemin ana tanımlamalarının (problem çözümleyicisinin adı, model
derinliği-yani motorun uzunluğu, varsa frekans değeri vb.),
 Sınır koşullarının belirtilmesi,
 Çizim içerisindeki alanların (stator, rotor, sargı gruplar vb.) belirtilmesi,
 Sarım şemasının oluşturularak sarım sayıları ile birlikte çizime uygulanması,
 Problemin ağ (mesh) haritasının çıkartılması,
 Analizin gerçekleştirilmesi,
 Sonuçların elde edilmesi ve karşılaştırma işlemlerinin gerçekleştirilmesi.
Çalışma kapsamında gerçekleştirilecek olan SMFDA motoru bir önceki bölümde
analitik olarak modellenmiş idi. Bu kısımda ise elde edilen parametreler
doğrultusunda, SMFDA motoru ANSYS Maxwell Elektromanyetik Analiz ve
Tasarım yazılımı ile sonlu eleman analizlerine tabi tutulacaktır. Motorun rotor, stator
manyetik devresi ile sargılar ve mıknatısına ait tüm parametreler modellenecektir.
Şekil 5.3’de ANSYS Maxwell yazılımı ile oluşturulmuş birkaç motor modeli
görülmektedir.
Şekil 5.3. ANSYS Maxwell Motor Modelleri
Motor modeline ait nümerik, sonlu eleman ve termal analizlerin tamamlanması ile
birlikte motor tasarımına ait simülasyon çalışmaları tamamlanacaktır. Motor
tasarımının tamamlanması ile birlikte motor modeline uygun parametreler
doğrultusunda sürücü devre tasarımına başlanacaktır. SMFDA motoru için gerekli
sürücü modeli yine ANSYS Simplorer yazılımı ile gerçekleştirilecek ve simüle
103
edilecektir. Sürücüye ait mikro denetleyici ve kontrol algoritması yine bu yazılım
aracılığıyla gerçekleştirilecektir. ANSYS Simplorer yazılımına ait bir görüntü Şekil
5.4’de verilmiştir.
Şekil 5.4. ANSYS Simplorer ara yüzü
Bu tarz bir çalışma yönteminin diğer bir avantajı ise tasarlanan motor modeli ile
sürücü modelinin aynı yazılım üzerinde eşzamanlı olarak çalıştırılabilmesidir.
ANSYS Maxwell’de veya RMxprt’de tasarlanan gerçek makine modeli ANSYS
Simplorer yazılımına aktarılabilmektedir.
entegre
motor-sürücü
Böylelikle uygulaması yapılacak olan
performansına
en
yakın
doğrulukta
değerler
elde
edilebilecektir.
5.3. İki Boyutlu (2D) Manyetik Analizler
RMxprt
ile
analitik
hesaplamaları
doğrulanan
ve
parametrik
analizleri
gerçekleştirilen iki boyutlu motor modeli elde edilen parametrik değerlerin sonlu
elemanlar metodu ile doğrulanması ve ortaya konulması için Maxwell 2D yardımı ile
104
elektromanyetik analiz döngülerine tabi tutulmuştur. Elektromanyetik analiz
gerçekleştirilirken Şekil 5.5’te verilen devre şemasındaki uyartım şeklinin motor
uçlarına anlık uygulanmış olduğu unutulmamalıdır. Sürücü devre bölümünde detaylı
olarak açıklanacak olan “hall effect (alan etkili manyetik sensör)” geri besleme
sinyallerine bağlı kalınarak simülasyon programında fazlar ikişer A-B, A-C ya da BC olacak şekilde uyartılmaktadır.
Şekil 5.5. SMFDA motorunun simülasyonlardaki uyartım şeklinin basit gösterimi
Elektromanyetik analizler iki aşamada gerçekleştirilmiş olup birinci aşamada motor
sadece bir anda enerjilendirilip durdurulmuştur. Bu durum statik analiz olarak
adlandırılmakta olup analiz sonucunda o anda elde edilen manyetik akı yoğunlu (T),
manyetik alan enerjisi (Joule), manyetik alan şiddeti (A/m) gibi elektromanyetik
değişkenlerdeki durumlar incelenmiştir. Öncelikle Şekil 5.6’da RMxprt içerisinden
Maxwell 14’e aktarılan motor modeline göz atmakta fayda vardır.
105
Şekil 5.6. 48 V, 500 d/d’lık SMFDA motorunun Maxwell modeli
Model statik manyetik analize tabi tutulduğunda (manyetostatik) manyetik akı
yoğunluğunda, enerjide, manyetik akı şiddeti ve akı yollarındaki değişimler Şekil
5.7-Şekil 5.11’de görülmektedir..
Şekil 5.7. Manyetik akı yoğunluğunun (B – Tesla) manyetostatik analiz sonucu
değişimi (manyetik alan dağılımı)
106
Şekil 5.8. Manyetik akı yoğunluğunun (B – Tesla) manyetostatik analiz sonucu
değişimi (manyetik alan kuvvet çizgilerinin dağılımı)
Şekil 5.9. Manyetik alan enerjisinin (E – Joule) manyetostatik analiz sonucu değişimi
107
Şekil 5.10. Manyetik alan şiddetinin (H – A/m) manyetostatik analiz sonucu değişimi
Şekil 5.11. Akı yollarının iki faz uyartım esnasında anlık olarak manyetostatik
analizdeki değişimi
Manyetostatik analizde elde edilen manyetik akı yoğunluğu, manyetik alan şiddeti,
manyetik alan enerjisi gibi parametrelerin değişimleri incelendiğinde değerlerin
hedeflenen sınırlar içerisinde olduğu görülmektedir. Özellikle motor tasarımlarında
108
göz önünde bulundurulması gereken hava aralığı akı yoğunluğu değerinin 0.7-0.9 T
aralığında olma gerekliliği (yüksek moment/ağırlık oranı için) ve bu değerin
manyetik akı yoğunluğu analiz sonuçları esnasında bu değere çok yakın tespit
edilmesi gerçekleştirilen tasarım akışı ve simülasyon yönteminin doğruluğunu
kanıtlamak bakımından çok önemli bir bilgi olarak göze çarpmaktadır.
5.3.1 İki boyutlu (2D) geçici durum (transient) çözümleri
Sonlu elemanlar metodunun doğruluğunu kanıtlamada en önemli yere sahip olan
analiz yöntemi “geçici durum” analizleridir. Geçici durum analizleri belirlenen
zaman aralıklarında (örneğin 0. Sn. ile 2. Sn. aralığı) motorun gerçek zamanlı
durumda
olduğu
gibi
analiz
edilerek
tüm
operasyonel
parametrelerinin
gözlemlenebildiği analizlerdir. Bu çalışmada tasarlanan ve manyetostatik analizleri
gerçekleştirilen SMFDA motoru Şekil 5.12’de tasarlanan simülasyon devresi ile 0 ile
400 ms aralığında çalıştırılarak motorun manyetik akı yoğunluğu, akı yolları,
manyetik alan enerjisi, sargı akım yoğunluğu gibi parametrelerinin görsel olarak
izlenmesi ve çıkış momenti, faz akımları, faz gerilimleri, kayıpları gibi birçok
parametrenin grafiksel olarak gösterimi mümkün hale gelmiştir.
-
+
24V
LabelID=V33
D34
S_51
S_49
V
S_47
D39
D45
D38
S_50
D43
D37
V
D41
D36
S_48
D44
V
Şekil 5.12. Simülasyonda oluşturulan sürme devresi
0
24V
LabelID=V32
V
-
D35
V
S_46
D42
V
+
D40
V
SModel1
Model
LC
LabelID=VIC
-4.59885e-007H*Kle
LB
LabelID=VIB
-4.59885e-007H*Kle
LA
LabelID=VIA
-4.59885e-007H*Kle
RC
0.0354632ohm
0.0354632ohm
RB
RA
0.0354632ohm
LPhaseC
LPhaseB
LPhaseA
+
R20
-1
+
1V
LabelID=V14
R21
-1
+
1V
LabelID=V15
R22
-1
+
1V
LabelID=V16
R23
-1
+
1V
LabelID=V17
R24
-1
+
1V
LabelID=V18
0
R25
LabelID=IVc6
LabelID=IVc5
LabelID=IVc4
LabelID=IVc3
LabelID=IVc2
LabelID=IVc1
100ohm
100ohm
100ohm
100ohm
100ohm
100ohm
DModel1
Model
-1
1V
LabelID=V19
109
110
Gerçekleştirilen geçici durum analizinde verilen zaman aralığında birçok veriyi elde
etmek mümkündür. Motor çalışırken elektromanyetik olarak ortaya çıkan etkiyi net
olarak görebilmek için 0,01 sn – 0,04 sn aralığındaki manyetik akı yoğunluğu, akı
yolları, manyetik alan enerjisi, sargı akım yoğunluğu gibi parametrelerin manyetik
alan içerisindeki değişimleri Şekil 5.13-Şekil 5.16’da verilmiştir.
Şekil 5.13. 100 ms – 400 ms aralığında manyetik akı yoğunluğunun (B) değişimi
Şekil 5.14. 100 ms – 400 ms aralığında akı yollarının (A) değişimi
111
Şekil 5.14. 100 ms – 400 ms aralığında akı yollarının (A) değişimi (devamı)
Şekil 5.15. 100 ms – 400 ms aralığında depolanan manyetik alan enerjisi (E)
112
Şekil 5.16. 100 ms – 400 ms aralığında sargılardaki akım yoğunluğunun değişimi (J)
Şekil 5.13 ile Şekil 5.16 arasında verilen elektromanyetik gösterimlerde özellikle
Şekil 5.16’da verilen sargılardaki akım yoğunuğunun değişimi çalışmayı çok açık bir
şekilde özetlemektedir. Motor ilk kalkış anında devreden fazla akım çektiği için faz
sargılarına ait akım yoğunluğu (12,5 A/mm2) nominal akım yoğunluğunun (4,8
A/mm2) yaklaşık 2,5 katı kadardır. Bu durum 0,01.sn’de açıkça görülmektedir
(turuncu boyalı bölge). 200-300 ms aralığında değer nominal değerine kadar
düşmüştür. Bu özelliklerinden dolayı geçici durum çözümleri elektromanyetik
çözümleri en detaylı noktasına kadar görselleştirdiği için sonlu elemanlar metodunun
kullanan uygulamalarda çok önemli bir yeri vardır.
5.3.2 İki boyutlu (2D) geçici durum grafikleri
Geçici durum çözümleri gerçekleştirilen SMFDA motorun çalışmasıyla ilgili olarak
elde edilen operasyonel parametrelerine ait grafiksel gösterimler Şekil 5.17-Şekil
5.21’de detaylı olarak verilmiştir.
113
Şekil 5.17. 0-100 ms aralığında motor momentinin değişimi
Şekil 5.18. 0-100 ms aralığında motor faz akımlarının değişimi
114
Şekil 5.19. 0-100 ms aralığında motor fazlarına ait sargı özindüktanslarının değişimi
Şekil 5.20. 0-100 ms aralığında sargılarda meydana gelen kayıpların değişimi
Şekil 5.21. 0-100 ms aralığında manyetik akının değişimi
115
5.4. Üç Boyutlu (3D) Durum Analizleri
RMxprt
ile
analitik
hesaplamaları
doğrulanan
ve
parametrik
analizleri
gerçekleştirilen iki boyutlu motor modeli ile 2D statik ve geçici durum çözümleri;
farkların ortaya konulması ve çözümler arasındaki ayrılıkların vurgulanması
amacıyla üç boyutlu elektromanyetik analiz döngülerine tabi tutulmuştur.
5.4.1. Üç Boyutlu (3D) Statik Çözümler
İki boyutlu analizlerde olduğu gibi üç boyutlu manyetik analizler iki aşamada
gerçekleştirilmiş olup birinci aşamada motor sadece Manyetostatik analize tabi
tutulmuştur. Bu durum statik analiz olarak adlandırılmış, analiz sonucunda o anda
elde edilen manyetik akı yoğunlu (T), manyetik alan enerjisi (Joule), manyetik alan
şiddeti (A/m) gibi elektromanyetik değişkenlerdeki durumlar incelenmiştir.
Manyetostatik analizde elde edilen manyetik akı yoğunluğu, manyetik alan şiddeti,
manyetik alan enerjisi gibi parametrelerin değişimleri incelendiğinde verilerin
hedeflenen sınırlar içerisinde olduğu görülmektedir. Şekil 5.22 ve Şekil 5.23’te
gösterildiği gibi özellikle motor tasarımlarında göz önünde bulundurulması gereken
hava aralığı akısının 0.7-1 T aralığında olma gerekliliği ve bu değerin manyetik akı
yoğunluğu analiz sonuçları esnasında bu değere çok yakın tespit edilmesi
gerçekleştirilen tasarım akışı ve simülasyon yönteminin doğruluğunu kanıtlamak
bakımından çok önemli bir bilgi olarak göze çarpmaktadır.
116
Şekil 5.22. Manyetik akının değişimi
Şekil 5.23. Manyetik kuvvet çizgilerinin değişimi
5.4.2. Üç Boyutlu (3D) Geçici Durum (Transient) Çözümleri
ANSYS Maxwell programının diğer güçlü bir yanı da 2D olarak gerçekleştirilen
statik ve geçici durum çözümlerinin üç boyutlu (3D) olarak da çok detaylı bir şekilde
gerçekleştirilebilmesidir. Bu işlemin gerçekleştirilebilmesi için motorun öncelikle üç
boyutlu olarak tasarlanması gerekmektedir. Şekil 5.24’te üç boyutlu olarak
tasarlanmış olan SMFDA motora ait çizimler verilmiştir.
117
Şekil 5.24. Tasarlanan SMFDA motoruna ait 3D görünüşler
3D analizler manyetik akı yollarının ve manyetik alan şiddetinin yüzeyler üzerinde
dağılımı ile ilgili olarak daha detaylı bilgi vermektedir. Karşılaştırma hesapları,
(endüktans, akı bağları ve moment vb.) 2D analizlerde süre açısından kolaylık
sağlamasına rağmen, 3D analizlerde ortaya çıkabilecek farklılıkların gözlemlenmesi
açısından 3D analizlerde de ilgili parametreler hesaplatılmıştır. Şekil 5.25 - Şekil
5.28’ da sırasıyla motor statorunda ve mıknatıslar üzerinde meydana gelen manyetik
akı yoğunluğu, manyetik akı yoğunluğunun vektörel olarak gösterimi, sargılardaki
akım yoğunluğu ve motorda meydana gelen toplam kayıp verilmiştir.
118
Şekil 5.25. 400.ms’de motor üzerinde oluşan manyetik akı yoğunluğunun dağılımı
Şekil 5.26. 400.ms’de motor üzerinde oluşan manyetik akı yoğunluğunun vektörel
olarak dağılımı
119
Şekil 5.27. 400.ms’de sargılardaki akım yoğunluğunun dağılımı
Şekil 5.28. 400.ms’de motorda meydana gelen toplam kayıpların gösterimi
120
5.4.2 Üç boyutlu (3D) geçici durum grafikleri
Geçici durum çözümleri gerçekleştirilen SMFDA motorun çalışmasıyla ilgili olarak
elde edilen operasyonel parametrelerine ait grafiksel gösterimler Şekil 5.29-Şekil
5.32’de detaylı olarak verilmiştir. Şekil 5.29’da verilen moment grafiği ile (3D) Şekil
5.17’de verilen moment grafiği (2D) kıyaslandığında, Şekil 5.30’da verilen moment
grafiğinin daha gerçekçi olduğu görülmektedir. Burada, 2D çözümlerin daha iyimser
sonuçlar verdiği söylenebilir. Daha gerçekçi sonuçlar için 3D çözümler elektrik
makinalarının tasarımında önemli bir yere sahiptir.
Şekil 5.29. 0-100 ms aralığında motor momentinin değişimi
Şekil 5.30. 0-100 ms aralığında motor faz akımlarının değişimi
121
Şekil 5.31. 0-100 ms aralığında motor faz öz indüktanslarının değişimi
Şekil 5.32. 0-100 ms aralığında sargı kayıplarının değişimi
122
6. ÜÇ KADEMELİ STATOR YAPISINA SAHİP SMFDA MOTORUNUN
FABRİKASYONU
6.1. Giriş
Bu bölümde prototip üretimi gerçekleştirilen motorun üretim aşamaları ve prototip
üretiminde karşılaşılan zorluklar ile bu zorlukların çözümü için geliştirilmiş olan
tekniklerden bahsedilecektir. Çalışmada gelinen noktayı kısaca özetlemek gerekirse
aşağıdaki noktaları sıralamak mümkün olacaktır:
 Prototip üretimi planlanan 51 oluklu 46 kutuplu SMFDA motoruna ait
parametreler
kullanılarak
motor
yapısını
oluşturan
temel
boyutlar
hesaplanmış ve doğrulanmıştır.
 Çizimler sayesinde motorun 2D ve 3D modelleri sonlu elemanlar metodu
kullanılarak çözülmüş ve sonuçlar karşılaştırılmıştır. Birkaç farklı programda
gerçekleştirilen benzetimler ile programların güvenirliği ve verdikleri
sonuçların benzerliği karşılaştırılmış ve kanıtlanmıştır.
 Belirlenen parametreler doğrultusunda motorun iki ve üç boyutlu çizimleri
oluşturulmuştur. Başlatılan tez çalışmasının benzetimlerle desteklenmesi ve
elde edilen sonuçların memnuniyet verici olması dolayısıyla motorun üretim
aşamaları başlatılmıştır. Üretim aşamasında oluşturulan motor katı modelleri
Şekil 6.1 ve Şekil 6.2’de verilmiştir.
Şekil 6.1. Sargılarla birlikte motorun katı görünümleri (kesit)
123
Şekil 6.2. Sargılarla birlikte motorun katı görünümü (tam)
6.2. Fabrikasyon Süreci
6.2.1. Silisyumlu çelik (silisli elektrik sacı) temini ve işlenmesi
Motorların en önemli parçalarından birisi de statorudur. Stator sargıları taşıyan ve
manyetik alanı oluşturan parçadır. Statorun en önemli özelliği 0.25, 0.3, 0.5 mm vb.
gibi kalınlıkları olan silisli elektrik saclarının belirli bir basınç altında sıkıştırılarak
paket haline getirilmesinden oluşmasıdır. Çalışmada M330-50A tipinde yüksek
geçirgenlikte silisli elektrik sacı kullanılmıştır.
Silisli Elektrik Sacları:
Silisyumlu elektrik çelikleri (elektrik makina tasarımcıları için laminasyon
malzemeleri olarak ta bilinir) iki tipte üretilmektedir. Bunlar yönlendirilmemiş ve
tanecik
yönlendirmeli
çeliklerdir.
0
ile
%
3
arasında
silisyum
içeren
yönlendirilmemiş elektrik çelikleri temelde izotropiktir. Bunlar 1,3 m’ye kadar
genişlik ve 0,35 - 0,8 mm kalınlığında şeritler olarak üretilir. Levha çoğu kez
laminasyonlar arası yalıtımın sağlanması için ince bir yalıtkan katmanla kaplanmış
olarak verilir. Bir yüzeyin buharla mavileştirilmesi küçük motorlarda kullanılan
124
laminasyonlarda
tercih
edilirken
organik
veya
inorganik
kaplama
büyük
laminasyonların bir veya iki yüzeyine uygulanır. Her iki yüzeydeki yalıtım eddy
akım
kayıplarını
azaltmanın
yanında
depolama
süresince
laminasyonların
korozyondan korunması avantajı da vardır.
Yönlendirilmemiş yarı işlenmiş laminasyonların 1,5 T ve 50 Hz de 0,5 mm ve 0,65
mm standart kalınlıkları vardır ve bunların tipik özgül kayıp değerleri (W/kg)
sırasıyla 4,55–5,5 ve 6,0–7,1 aralığında bulunmaktadır. Tam işlenmiş malzemenin
standart kalınlıkları 0,35 mm, 0,50 mm ve 0,65 mm ve 1,5 T ve 50 Hz’de garanti
edilen özgül kayıp değerleri (W/kg) sırasıyla 3,0; 4,0 ve 8,0’dir.
Nüve Malzemenin Seçimi:
Elektrik makinalarının tasarımı ve üretimindeki amaç olabildiğince ekonomik,
istenilen özellikleri yerine getiren ve garanti eden bir makina ortaya çıkarmaktır. Bu
yüzden iyi bir tasarım, teknik bakışla, ekonomik ve üretim yönlerine aynı önem
verildiğinde geliştirilebilir. Nüve malzemesinin nasıl seçileceğinin bazı örnekleri
uygulama gereksiniminden etkilenir ve bunlar aşağıda verilmiştir.

Evsel uygulamalarda kullanılan küçük güçlü motorlar: Bu tek fazlı
motorların verimi tipik olarak % 60-70 civarındadır. Düşük maliyet ve seri
imalata uygunluk öncelikli önemde bulunur. Bunu takip eden diğer faktörler:
890-50-D5
gibi
alaşımsız
(silikonsuz),
yarı
işlenmiş
malzeme,
yönlendirilmemiş yönde zımbalama kolaylığı olan ve düşük maliyetli
malzemedir.

Standart üç fazlı indüksiyon motorları: Bu endüstriyel uygulamalarda en
yaygın kullanılan motor tipidir. 250 W’lık bir motorun verimi tipik olarak %
70 iken 18,6 kW’lık bir motorun verimi % 90’a yükselir. Burada da
ekonomik etmenler önemlidir fakat dengeli bir tasarım genelde 4 W/kg
civarında nüve kayıpları ile düşük kayıplı, yönlendirilmemiş, tamamen ısıl
işlemden geçirilmiş elektriksel çeliklerin kullanımını zorunlu kılar.

Sabit mıknatıslı motorlar: Adım motorları ve DC servomotorlar ile sabit
mıknatıslı sistemler çoğu kez yüksek akı yoğunluğu (1,6-1,8 T) ile tasarlanır
125
ve verim bir başlangıç tasarım parametresi olarak nadiren dikkate alınır.
Normalde bu tip motor ve generatörlerde ince kalınlıkta, yönlendirilmemiş
elektriksel çelikler kullanılır, fakat bazı tasarımlarda gelişigüzel açısal
davranışta paketlenmiş tanecik yönlendirmeli malzeme de kullanılmaktadır.
Uygulamamızda tercih etmiş olduğumuz ve detaylı kesime hazır hale
getirilmiş olan M-15 sac tipine ait özellikler Şekil 6.3’te verilmiştir.
Şekil 6.3. Kesime hazır hale getirilmiş M330-50A silisli sacı ve teknik özellikleri
Nüve Fabrikasyonu:
Bazı istisnaların dışında çoğu makina üreticileri silikon çelik üreticileri ile doğrudan
ilişki içinde değildir. Bunlar standart laminasyonların geniş bir aralığını elinde
bulunduran laminasyon sağlayıcılardan zımbalanmaya hazır laminasyon alırlar. Bu
projede kullanılacak olan laminasyonlar için herhangi bir standart bulunmadığı için
laminasyonlar ANSYS Maxwell’de tasarlanan laminasyonlarla birebir ölçüde olacak
şekilde hazırlanan kalıplarda basılarak zımbalanacaktır. Zımbalama ve kalıplama
aksiyonu
laminasyonun
alt
tarafında
biçimlendirilmesi
gereken
çapakların
oluşmasına neden olur. Önceden yalıtılmış laminasyonlar kullanıldığında, çapakların
büyüklüğü nüvedeki laminasyonların kısa devre olmasını engellemek için yalıtkan
filmin kalınlığından daha az bir değerde tutulmalıdır. Keskin alet ve takımlar çapak
boyutunu en aza indirir ve laminasyonlar çoğu kez aşırı çapak boyutuna karşı belli
sayıdaki bir işlemden sonra gözden geçirilerek kontrol edilir.
126
Laminasyonlar nihayetinde kesme kalıpları oluşturulduktan sonra kesilerek Şekil
6.4’e benzer bir hal alacaktır.
Şekil 6.4. Kalıplarda kesilen elektrik sacları
6.2.2. Presleme ve paketleme
Şekillerine kavuşan saclar için bir sonraki aşama presleme ve paketlemedir.
Laminasyonlar nüve paketi olarak bir araya getirilir ve oyuklara yerleştirilen
sıralama çubukları paketin düzgün doğrultuya getirilmesinin sağlanmasında
kullanılır. Paketin tamamı daha sonra sıkıştırılır ve laminasyonlar nüvenin sırt
kısmından kaynakla birbirine tutturulur. Küçük makinalarda laminasyon üzerinde
özel olarak zımbalama ile açılmış küçük oyuklara kaynak doğrudan uygulanır.
Büyük makinalarda ek mekanik desteğin sağlanması için nüve çubukları
laminasyona kaynaklanır. Son olarak laminasyonların üzerindeki yüksek çıkıntılar
bir eğe ile giderilir. Bunlar en aza indirilirken laminasyonların kısa devre olmasını
engellemeyecek şekilde dikkatlice yapılmalıdır(Şekil 6.5).
127
Şekil 6.5. Presleme ve paketleme
Gerçekleştirilen çalışmalar sonucunda ortaya çıkan ve sarılmaya hazır olan stator
Resim 6.1’de verilmiştir.
Resim 6.1. Sarıma hazır hale getirilmiş stator
128
6.2.3. Sarım işlemi
Motorda gerçekleştirilecek en önemli işlemlerden birisidir. Düzgün ve hesaplamaları
doğru yapılmış sarım şekli verimli bir motor tasarlamada en önemli etkenlerden
biridir. Yapılan analitik hesaplamalar ve manyetik analiz sonuçları kaç spirlik ve
hangi özelliklerde sarım yapılacağının bilgisini vermektedir.
Yalıtım Malzemeleri (Oluk Yalıtımı):
Bir elektrik makinasının oyuğunda kullanılan yalıtıcı malzemeler şu şekilde
saptanabilir: oyuk astarı (yen), kapak slaytı (oyuk kapatıcı), oyuk kaması veya takozu
ve çok katmanlı sargı durumunda oyuk ayırıcı (ara slaytı). Isıl ve mekanik özellikleri
sağlarken oyuktaki aktif iletken malzemenin hacminin maksimumda olabilmesi için
oyuk yalıtım (aktif olmayan) sisteminin hacmi en azda tutulmalıdır. Hâlihazırda
küçük elektrik makinalarının oyuk yalıtımı mika içermeyen tek katman (kâğıt türü
malzemeler), kompozit laminantlar, pregreg (önceden emdirilmiş) tabakalar ve katı
yalıtım malzemelerinden yapılır (Resim 6.2).
A sınıfı presbantlar diğer elektriksel kâğıtlar gibi işlenen pamuk bez fiberler veya
kâğıt hamurunun belli sayıda ıslak katmanlarının preslenmesi ve ısıl işlemi ile
hazırlanabilir. Bunlar yaklaşık 0,1 mm gibi minimum bir kalınlıkta üretilir. Reçine
emdirilmiş elektriksel presbantlar bazı küçük makinalarda oyuk yenleri (0,25 - 0,5
mm kalınlık) olarak kullanılır. Bununla beraber bunların en önemli kullanımı
kompozit yalıtım malzemelerinin fabrikasyonunda bir bileşen olmaktır. Bu
malzemeler 105°C’lik bir sınırlayıcı sıcaklıkta belirtilmiş olmakla beraber çok daha
yüksek
sıcaklıklara
kısa
süreli
dayanabilirler.
Bu
presbantların
yerine
gerçekleştirilecek olan tasarımda F sınıf Etilen glikol ve tereftalik asidin yoğunlaşma
ürünü polyester film olarak bilinen bir plastik film kullanılacaktır. Mükemmel
mekanik ve ısıl özellikleri vardır. Polyester filmin 175’°C’lik bir sıcaklık göstergesi
vardır.
129
Resim 6.2. Polyester film malzemenin stator oluklarına yerleşimi
İletken Malzemenin Seçimi ve Bakır İletkenler:
İletken malzemelerin olabilecek en yüksek iletkenliğe ve olabilecek en düşük
direncin sıcaklık katsayısına sahip olması istenilir. Bunların aynı zamanda iletken tel,
sargı ve diğer karmaşık kısımların fabrikasyonunu mümkün hale getirecek yeterli
mekanik dayanımı olması olması istenilir. Küçük elektrik makinalarında kullanılan
iletkenler normalde yüksek mekanik gerginliğe maruz kalmamasına rağmen
sargıların yapım işlemi ve bunların oyuklara yerleştirilmesi bazı mekanik özellikleri
zorunlu hale getirir. İyi bir sarımın gerçekleştirilmesi Şekil 6.3’te gösterildiği gibi
düzenli bir sarım şemasının çıkarılması ile sağlanabilir.
Resim 6.3. Sarım şemasının çıkarılması ve sargıların oluşturulması
130
Ek olarak iyi kaynak yapılabilirlik ve lehimlenebilirlik bağlantı yerlerinin yüksek
güvenilirliği ve elektriksel direncinin düşük olmasını garantiye alır. Bakır oldukça
kolay işlenebilen ve yumuşak bir metaldir; dökümü yapılabilir, dövülebilir,
haddelenebilir, çekilebilir ve makinada işlenebilir. Yüksek elektriksel iletkenliği ve
mükemmel mekanik özelliklerinden dolayı bakır elektrik makinalarının sargılarında
en yaygın kullanılan elektriksel iletkendir. Gerçekleştirilecek olan çalışmada sarım
malzemesi olarak bakır iletken kullanılacaktır. Resim 6.4 ve Resim 6.5’da statorun
sarım aşamaları ve sarılmış statorun son görünümü verilmiştir.
Resim 6.4. Statorun sarımı
Resim 6.5. Sarılmış statorlar
131
6.2.4. Mıknatıs tasarımı ve rotor gövdesinin işlenmesi
Özel tasarımlarda en çok problem yaşanan nokta mıknatısların tasarlanması ve
üretilmesidir. Maalesef Türkiye’de mıknatıs üretimi yapan herhangi bir firma ya da
kuruluş bulunmamaktadır (düşük adetler için kalıp ücreti talep edilmeksizin). Şu an
için tasarlanan mıknatıs çizimleri yurt dışına gönderilerek orada üretilmesi
sağlanmaktadır. Mıknatıs tasarımının ardından; mıknatıslar oturması için CNC
teknolojisi ile işlenmiş olan gövdeye yerleştirilecektir.
Sabit Mıknatıslı Malzemeler:
Sabit mıknatıslar doğru akımda uyartılan elektromıknatıslar gibi aynı etkiyi meydana
getirerek elektrik makinalarında uyartımın sağlamasında kullanılır (Resim 6.6). Bir
sabit mıknatıs manyetik enerjiyi depoladığı ve bu enerji aygıtın çalışmasında
tüketilmediğinden kullanışlıdır. Normal sınırları içinde çalıştırıldığında mıknatıs
sonsuz bir zaman için enerjisini üzerinde barındırır. Şayet sabit mıknatıs yerine bir
elektromıknatıs kullanılarak manyetik alan oluşturulursa uyartım alanının enerjisinin
korunumlu olduğuna dikkat edilmelidir. Bununla beraber uyartım akımında iletkenin
direncinden dolayı omik kayıplar adında bir miktar enerji kaybolur.
Resim 6.6. Mıknatıs tasarımı ve mıknatısların gövdeye yerleşimi
132
Sabit mıknatıs malzemeler kimyasal yapılarına göre üç ana grupta gruplanabilir.
Bunlar seramikler (veya ferritler), Alnico’lar ve nadir toprak mıknatıslarıdır. Ferritler
(manyetik olarak sert seramikler) elektriksel ve ısıl yalıtkanlar iken diğer bütün
mıknatıslar metalik iletkenlerdir. Alnico’lar oldukça yüksek kalıcılık ve düşük
gidericilikleri varken nadir toprak mıknatıslarında bu iki parametrenin her ikisinin
yüksek değerleri vardır. Seramikler düşük maliyetli ve bol bulunan ham maddelerden
oluşmaktadır. Alnico’lar ve nadir toprak - kobalt (samaryum - kobalt) mıknatısları
kobalt kullanırken (fakat oldukça farklı verim ile) seramikler ve nadir toprak ferritleri
(neodmiyum – demir - bor mıknatıslar) bunların hiçbirini gerektirmez.
Çizelge 6.1’de mıknatıs malzemelerin ana gruplarının manyetik özellikleri
özetlenmekte ve her birine ait birim enerji başına yaklaşık maliyet verilmektedir. Her
malzeme grubunun çeşitli türleri olduğundan maksimum enerji çarpımının da geniş
bir aralığı vardır. Kalıcılık ve gidericilik elektrik makinalarında yaygın olarak
kullanılan türler için ortalama değerler olarak alınır.
Çizelge 6.1. Mıknatıs malzemelerin özellikleri
(BH)max (kJ/m3)
Br (T)
Hc (kA/m)
Birim Enerji Başına fiyat ($/J)
Nd-Fe-B
200-290
1,20
870
3,5
SmCo5
130-190
0,97
750
8,5
Sm2Co17
180-240
1,05
660
7,7
Alnico
70-85
1,1
130
4
Seramikler
27-35
0,4
240
0,5
Neodyum Mıknatısların Önemi: Gerçekleştirilecek olan çalışmada kullanılması
planlanan Neodyum mıknatısların aşağıdaki gibi üç parçalı güçlü bir etkisi vardır.
 Bazı ürünlerdeki mevcut malzemelerin yerine kullanılabilir.
 Mevcut
bazı
uygulamalarda
elektromıknatısların
yerine
rahatlıkla
kullanılabilir.
 Sabit mıknatısların önceden uygulanamadığı tamamen yeni uygulamalar için
tercih edilebilir.
133
Bununla beraber düşük hacim ve ağırlık gereken çoğu uygulamalarda Nd-Fe-B
mıknatıslar kullanılmaktadır. Ek olarak Nd-Fe-B malzemelerin yüksek enerji çarpımı
daha küçük mıknatısların kullanımına izin vermektedir. Bu daha düşük toplam
maliyetle sonuçlanacak şekilde demir aksam ve sargı gibi makinanın diğer
bileşenlerin boyutunun küçülmesi sonucunu doğurmaktadır. Nd-Fe-B malzemeler
şimdiki fiyatlarda Alnico’lardan daha düşük maliyetli manyetik enerji sunmaktadırlar
ve Alnico’ların motorlarda kullanımı gittikçe kaybolmaktadır.
6.2.5. Gövde kapakları ve milin işlenmesi
Motorun 35 mm çapında ve tamamen paslanmaz çelikten yapılmış olan mil parçası
tasarlanmış, üretilmiş ve isteğe uygun şekilde işlenmiştir. Kullanılan milin çizimi
Şekil 6.6’da verilmiştir.
Şekil 6.6. Tasarlanan motorun mili
Milin ortasında yer alan üç çentikli alan motor flanşlarının takılacağı ve statorun
sabitleneceği kısımları göstermektedir.
134
6.2.6. Diğer mekaniki parçaların işlenmesi
Şekil 6.7’de ölçü detayları ve stator ile bağlantısı verilmiş olan stator flanşı motor
statorunun mil ile bağlantısını sağlamak için tasarlanmış olan diğer bir parçadır.
Şekil 6.7. Stator flanşı
Şekil 6.8’de ise motor kapaklarının çizimi ve CNC yardımıyla işlenmiş parça
verilmiştir.
Şekil 6.8. Motor kapakları
135
Mekaniki dayanımı üst düzeyde tutmak için 62*35 mm’lik kapalı rulman
kullanılmıştır.
6.2.6. Motorun son görünüşü
Motor statoru ve rotorunun gövdeye oturtulması ve akabinde dış bağlantıların
yapılarak yatak ve kapakların birleştirilmesi ile elde edilen motorun son görünüşleri
Şekil 6.9 - Resim 6.7’de verilmiştir.
Şekil 6.9. Motorun SolidWorks’da işlenmiş son hali
(a)
136
(b)
Resim 6.7. Motorun son görünüşleri (a) Komple görünüş (b) Sargılar dışarıda
6.3. Sonuç
Bu kısımda prototip üretimi gerçekleştirilen motorun üretim aşamaları tanımlanmış
ve prototip üretiminde karşılaşılan zorluklar ile bu zorlukların çözümü için
geliştirilmiş olan tekniklerden bahsedilmiştir. Üretim aşamalarını şu şekilde
özetlemek mümkündür:

Motorun katı görünüşünün elde edilmesi,

Statoru oluşturacak silisli saclar için kalıpların oluşturulması ve sacların
işlenmesi,

Mıknatısların tasarlanması ve üretilmesi,

Rotorun oluşturulması ve mil işleme,

Kalite kontrol işlemleri,

Stator bloğunun oluşturulması yalıtımı ve sarım işlemleri,

Motorun gövdeye oturtulması ve dış bağlantılar.
137
7.
SÜREKLİ
MIKNATISLI
FIRÇASIZ
DA
MOTORLARINDA
KULLANILAN KONTROL MEKANİZMALARI
7.1. Giriş
SMFDA motorunun güç yoğunluğu, ısı dağılım kapasitesi ile orantılıdır. Bu
motorlarda; bakır, eddy ve histerisiz kayıpları statorda olmakta, uyarma akımı
kayıpları ve aynı zamanda ek kayıplar da ortadan kalkmaktadır. Bu tür makinalarda
stator normal bir asenkron motordaki gibidir ve uyarma akımı rotora yerleştirilen
sürekli mıknatıslar ile sağlanmaktadır.
Sabit mıknatıslı motorlar; uyarma akısı mıknatıslar tarafından sağlandığından,
mıknatısların yerleştirilmesi ve karakteristikleri nedeniyle hem bir senkron makine,
hem de bir doğru akım makinesi özelliği gösterebilmektedir. Yüksüz durumda hız,
gerilim ile doğru ve akı ile ters orantılıyken, yük altındayken hız, akım ve akı ile
doğru orantılıdır.
Yukarıda özelliklerden dolayı SMFDA motoru sürücü sisteminin dinamik
karakteristikleri sabit
değildir. Her ne kadar dinamik karakteristiklerdeki
değişimlerin etkisi geri beslemeli denetim sistemlerinde azaltılabilirse de sistem
parametrelerindeki ve çevredeki değişmeler denetleyici performansını oldukça
olumsuz etkiler. Bu sebeple SMFDA motoru denetim sistemlerinde dayanıklı ve
kendini çalışma koşullarına göre yeniden organize edebilen denetleyicilere ihtiyaç
vardır. Çünkü SMFDA motoru sürücü sistemlerinde birçok parametre çalışma
şartlarına
göre
değişebilmektedir.
Ayrıca
bu
sistemin
lineer
olmayan,
modellenemeyen birçok dinamik özelliği, ölçülemeyen gürültüleri ve birçok iç
döngüsü vardır. Bütün bu problemler, denetim performansını azalttığı için yeni
denetim teknikleri üzerindeki çalışmalar artmış ve bu çalışmaların sonucunda klasik
denetim teorisi üzerine kurulmuş adaptif denetim, optimal denetim ve kayan kipli
denetim teknikleri gibi yeni denetim teknikleri geliştirilmiştir [97]. Geliştirilen bu
kontrol tekniklerinin SMFDA motoru sürücü sistemlerinde denetleyici olarak
138
kullanılabileceği düşünülerek son yıllarda literatürde bu konularda birçok çalışma
yapılmıştır.
Yapılan çalışmaların birçoğunda, SMFDA motorunun hassas bir denetimi için,
SMFDA sürücü sisteminin matematiksel modeline ihtiyaç vardır. Oluşturulan
modeller genellikle lineer olmayan modellerdir. Ancak bu denetim tekniklerinin
yaklaşık tamamında modelin lineerleştirilmesi gereklidir. Sistemin matematiksel
modeli çıkartılırken ve lineerleştirilirken birçok kabuller ve ihmaller yapılır.
Bunlardan dolayı oluşturulan model, sistemi tam anlamıyla yansıtmaz ve bu da bu
model üzerine kurulan denetleyicinin performansını düşürür. Sistemi tam anlamıyla
temsil eden çok karmaşık modeller de yapılabilir. Fakat bu modellerin parametre
hassasiyetleri zayıf ve lineerleştirilmeleri oldukça zor olduğundan adaptif, optimal ve
kayan kipli denetim yöntemlerinin yaklaşık tamamında matematiksel model, fiziksel
gerçekler üzerine kurulur ve matematiksel model içindeki bilinmeyen parametrelerin
kestirimi yapılır. Bunun sonucunda matematiksel model ile gerçek model arasında
bir hata fonksiyonu tanımlanır ve buradan denetim kuramı hesaplanır. Fakat tüm bu
denetim sistemleri lineer sistem teorisi üzerine kurulmuştur. Sistemde ve çevre
şartlarında bir değişme olması durumunda modelin yeniden inşa edilmesi ve yeni
model
için
yeniden
denetim
kuramının
geliştirilmesi
gerekmektedir.
Bu
olumsuzluklardan dolayı adaptif, optimal ve kayan kipli denetim teorileri kullanım
açısından çok popüler değildir ve gerçek problemlere uygulamak oldukça zordur.
Bu gerçeklerden dolayı denetim teorilerinin basit ve anlaşılır olması, denetleyicinin
değişen sistem ve çevre şartlarına göre hassas bir denetim sağlayabilmesi için
kendini yeniden organize edebilmesi, bu yeniden kendini yapılandırma işlemi için
sistem modeline ve sistem parametrelerine ihtiyaç göstermemesi gerekmektedir.
Denetleyicinin hesabı kısa süreli olmalı ve kolay işlemlerden oluşmalıdır. Yeni
geliştirilen denetim yöntemlerinde öğrenebilirlik, esneklik, dayanıklılık, lineer
olmama gibi özelliklerin olması gerekmektedir. Bulanık denetim teorisinin bu
özelliklerin birkaçının olması, avantaj olarak sayılabilir. Ancak, denetleyicinin
gerçekleştirilebilmesi için bir bilgi altyapısına ihtiyaç vardır ve sistemin tüm
davranışının kurallar tablosunda karşılığı bulunmalıdır. Son yıllarda literatüre
139
bakıldığında tüm bu denetim yöntemlerine alternatif olarak yapay sinir ağları ile
denetim çalışmaları oldukça hız kazanmıştır.
SMFDA motorlarının kontrolünde kullanılan yöntemler kısaca şu başlıklar altında
incelenebilir:
Evirici kontrol,

PID kontrol,

Bulanık mantık denetleyicileriyle kontrol,

Yapay sinir ağları kullanılarak yapılan kontrol,

Vektör Kontrolü (Alan yönlendirmeli kontrol FOC),

Doğrudan moment kontrolü (DTC),
7.2.

SMFDA
Motorlarında
Kullanılan
Konvertörler
ve
Anahtarlama
Yöntemleri
Fırçasız DA motor kontrolünün daha iyi anlaşılabilmesi için eviricilerin ve
anahtarlama yöntemlerinin incelenmesi gerekmektedir. Bu bölümde, fırçasız DA
motorunun çalışmasında ve düzgün moment üretiminde önemli bir katkısı olan üç
fazlı evirici devrelerine ve anahtarlama yöntemlerine değinilecektir.
7.2.1. Kare dalga anahtarlama yöntemi
Kare dalga anahtarlama yönteminde, güç elemanları aralarında 120° olmak üzere, bir
periyot süresince bir kez açık bir kez de kapalı konumda bulunur. Güç elemanlarının
bir periyottaki iletim süresi 180° veya 120° yapılabilir. Evirici çıkış geriliminin bir
periyodu 60°’lik altı adıma ayrıldığı zaman, her bir adımda 180°’lik eviricide 3,
120°’lik eviricide ise 2 güç elemanı iletimde olur. Bu nedenle kare dalga anahtarlama
yönteminde evirici çıkış geriliminin genliği sabittir ve ancak eviricinin DA besleme
gerilimi ayarlanarak evirici çıkış geriliminin genliği denetlenebilir (Şekil 7.1).
140
VHA
A)
VHA
B)
S
S
B
VH
B
VH
VH
VH
N
240°
360°
120°
C)
Gerilim
60°
C
N
C
120°
-VH
120°
C
60°
Yüksek
VHA
Düşük
Yüksek
VHB
Düşük
Yüksek
VHC
Düşük
Yüksek
-VHC
Düşük
Akım
A fazı
B fazı
C fazı
0°
120°
Şekil 7.1. Kare dalga anahtarlama yönteminde fazların durumu
141
Kare dalga anahtarlama yönteminde evirici çıkış geriliminin ayarlanamaması önemli
bir sakıncadır. Bu anahtarlama yönteminde, güç elemanları bir periyot süresince bir
kez açık ve bir kez kapalı bulunmaktadır. Yüksek güç uygulamalarında açmakapama süreleri fazla olduğundan anahtarlama frekansları düşüktür ve bu tür
uygulamalarda kare dalga anahtarlama yöntemi tercih edilir.
7.2.2. Darbe genişlik modülasyonu (PWM) anahtarlama yöntemi
Motor denetim sistemlerinde kullanılan üç fazlı evirici çıkış gerilimlerinin
ayarlanabilmesi gerekir. Bunun için kullanılan en etkin yöntemlerden biri PWM ile
güç elemanlarının anahtarlanmasıdır(Şekil 7.2). PWM anahtarlama yönteminin esası,
bir periyot süresince evirici güç elemanlarını bir kez açık ve bir kez kapalı tutmak
yerine, çok sayıda anahtarlama yaparak açık ve kapalı kalma sürelerini ayarlamaktır.
Bu şekilde, güç elemanlarının açık-kapalı kalma süreleri değiştirilerek istenilen bir
frekansta evirici çıkış geriliminin genliği ayarlanabilir. Çeşitli PWM anahtarlama
yöntemleri geliştirilmekle birlikte, bu çalışmada sinüsoidal PWM olarak bilinen, üç
fazlı referans sinüsoidal sinyallerle bir üçgen dalga sinyalin karşılaştırılması sonucu
elde edilen anahtarlama sinyalleri ve evirici çıkış gerilimi verilmiştir [98, 99].
Şekil 7.2. Sinüs PWM anahtarlama yöntemi
142
7.3. Akım Kontrol Yöntemleri
Fırçasız DA motorunun akım kontrolü için, histerezis akım kontrolü kullanılmıştır.
Bu bölümde, histerezis akım kontrolü ile birlikte, yaygın olarak kullanılan diğer bir
akım kontrol yöntemi olan PWM akım kontrolüne de değinilmiştir.
7.3.1. Histerezis akım kontrol yöntemi
Fırçasız DA motorlarındaki histerezis akım kontrolü Şekil 7.3’te gösterilmiştir. Bu
yöntemde motorun çektiği gerçek faz akımları ölçülerek, referans faz akımları ile
karşılaştırılır. Karşılaştırma sonunda elde edilen hata sinyali histerezis (tolerans)
bandından geçirilerek, motor akımlarının referans akımları izlemesi sağlanır.
Şekil 7.3. Histerezis akım kontrol yöntemi
Bu kontrol yönteminde akım hataları histerezis bandının dışına taşarsa, tetikleme
kaydırma devresinin çıkışları konum değiştirerek güç elemanlarının uygun şekilde
anahtarlanmasını sağlar. Bu şekilde evirici devresindeki güç yarıiletkenlerini
anahtarlamak suretiyle faz akımları histerezis aralığında tutulmuş olur. Sistem
kontrolü
yönünden bakıldığında, histerezis akım kontrolünün
diğer akım
kontrollerine göre tepkisi hızlıdır ve gecikme söz konusu değildir. Ancak fazlar arası
etkileşimden dolayı akım dalgalanmalarının oluşması ve harmoniklerin kontrol
edilememesi en önemli sakıncasıdır.
143
7.3.2. PWM akım kontrolü
Darbe genişlik modülasyonu (PWM) ile akım kontrolünde, stator sargılarına
uygulanan faz akımlarının gerçek değerleri ölçülerek, referans akımla karşılaştırılır.
Böylece bir hata sinyali elde edilir. Bu hata sinyali Şekil 7.4’te görüldüğü gibi üçgen
dalga ile kare dalganın farkına benzemektedir.
Şekil 7.4. PWM ile akım kontrolü
7.4. PID Kontrol
Günümüzde elektrik motorlarının konum denetiminde en yaygın olarak kullanılan
denetleyici PID denetleyicidir. PID denetleyicilerin yapısının basitliği nedeniyle
kullanımı kolaydır. Fakat PID denetleyicilerin parametre hassasiyeti oldukça zayıftır.
İyi ayarlanmış denetleyici katsayıları ile sistem iyi bir şekilde denetlenebilir. Fakat
sistem parametrelerindeki herhangi bir değişim durumunda,
denetleyici eski
performansını gösteremeyip sistemi hassas bir şekilde denetleyemeyebilir. Böyle
durumlarda PID denetleyici katsayılarının uygun değerlere yeniden ayarlanması
gerekir. Bu ayarlama işlemi genellikle oldukça karmaşık algoritmalar kullanılarak
144
yapılır. Ayrıca sistem modelinin hassas bir şekilde bilinmesi gerekir. Oysa elektrik
makinalarının ve motor sürücü devrelerinin birçok modellenemeyen, lineer olmayan
parametreleri vardır. Ayrıca elektrik motorlarının parametreleri ve çalışma koşulları
yüke göre değişir. Tüm bu şartlar altında PID denetleyici ile denetlenen bir motorun
her çalışma koşulunda aynı performansta çalıştırılamayacağı açıktır. Bu tip bir
kontrol için blok diyagram Şekil 7.5’de görülmektedir.
Şekil 7.5. PID kontrollü SMFDA motoru
Motor akım denetimli olarak beslenir. Akım denetim bloğunun görevi motorun
gerçek faz akımlarını denetleyicinin belirlediği referans akımlara eşitlemektir. Akım
denetim bloğu çıkışında inverter anahtarlarından ilgili faz için uygun olanı iletime
geçirecek sinyali üretilir. PID1 konum denetleyicisi, PID2 ise hız denetleyicisi olarak
işlev görür. PID2 çıkışındaki sınırlayıcı ise motor akımının nominal değeri aşmasını
engeller.
7.5. Bulanık Mantık Kontrol
Denetim sistemindeki belirsizlikler SMFDA motorunun kontrolünde zorluklar
yaşanmasına neden olur. Motordaki parametre ve yük değişimleri, denetim
yapısındaki modellenemeyen ve doğrusal olmayan dinamikler SMFDA motorunun
denetim başarısını azaltmaktadır. SMFDA motorunun kontrolünde karşılaşılan bu
olumsuzlukların giderilebilmesi için bu motorların denetim yapısında bulanık mantık
145
kontrol
gibi
uyarlanabilir,
dayanıklı
denetim
gibi
denetim
yöntemleri
kullanılmaktadır.
Bulanık mantık kontrol; bir uzman bilgisinden yararlanarak if-then bloklarıyla
çıkarım yapabilme yeteneğinin olmasından dolayı doğrusal olmayan ve belirsiz
dinamikleri olan sistemlerin denetiminde kullanılmaktadır. Bir bulanık mantık
denetleyicinin, fonksiyonlarının şeklinin ve sayısının belirlenmesi ve kural
tablosunun oluşturulması, denetleyicinin başarısını önemli ölçüde etkilemektedir. Bu
işlemler uzman bilgisi doğrultusunda geçekleştirildiği için, verilen bilgilerin
doğruluğu ve doğru bir şekilde uygulanması bulanık mantık denetleyicinin
oluşturulması sırasında karşılaşılan önemli sorunlardandır.
7.6. Yapay Sinir Ağları (YSA) ile Kontrol
Elektrik makinalarının modellenmesinde kullanılan yöntemler genelde matematiksel
teoriler üzerine kuruldukları için içlerinde birçok makine parametresi bulundururlar.
Genelde makine parametrelerinin de bu modellerde değişmediği yani sabit olduğu
kabul edilir. Hâlbuki elektrik makinalarının çoğu parametresi çalışma koşulları ve dış
etkilere göre zamanla değişirler. Yapılacak makine modelinden, bu parametre
değişikliklerinin etkilerini de göz önünde bulundurması istenir. Tüm etkileri içine
alan modeller geliştirilebilir. Fakat bu durumda da yapılan modeller çok karmaşık ve
hantal oldukları için pek kullanışlı olmazlar.
Doğrusal olmayan yapılarından dolayı YSA’ların doğrusal olmayan fonksiyonları
belirli bir eğitim sürecinden sonra öğrenme ve genelleme yetenekleri vardır ve bu
nedenle
YSA’lar
doğrusal
olmayan
sistemlerin
dayanıklı
denetiminde
kullanılmaktadır.
SMFDA motor kontrolünde YSA’lar geleneksel ve lineer denetim teorisi üzerine
kurulmuş denetleyicilerin aksine; YSA denetleyicinin hesabının kısa süreli olması ve
kolay işlemlerden oluşması, SMFDA motor denetim sisteminin basit ve anlaşılır
olması, denetleyicinin değişen sistem ve çevre şartlarına kendini yeniden kolayca
146
organize edebilmesi, denetleyici hesap hatalarına karşı dayanıklı olması gibi
avantajlarından dolayı oldukça önemlidir.
7.7. Fırçasız DC Motorların Kontrolünde Kullanılan Sensörler
Sensörler herhangi bir kaynaktan gelen işaret ya da uyarıyı alan ve bu işaretlere
uygun sinyal üreten devre elemanlarıdır. Motor kontrolü açısından denetlenen
elektriksel veya mekanik büyüklükten geri besleme almak ve kontrol devrelerinde
işlenecek
büyüklüğe
dönüştürmek
amacıyla
kullanılan
elektromanyetik,
elektromekanik veya optik elemanlardır.
Stator sargılarının doğru zamanda anahtarlanması için rotor konum bilgisine gerek
vardır. Rotor konum bilgisini işlemciye göndererek, stator sargılarının düzgün olarak
tetiklenmesini sağlar. Rotor açısal konum ve hızını ayarlamak için konum
algılayıcılar kullanılmaktadır. Kullanılan konum algılayıcılar çok çeşitli olabilir. En
yaygın olanı ise Şekil 7.6’da motor üzerinde kullanımı verilmiş olan hall effect
sensörüdür. Bunun dışında sıfır geçiş dedektörü ve enkoder da kullanılır. Motor
pozisyon kontrol uygulamalarında belirtilen algılayıcıların seçiminde, açısal yer
değiştirmenin büyüklüğü, çevresel koşullar, algılayıcıya ayrılmış mesafe, hassasiyet
ve doğruluk, algılayıcının çekeceği maksimum güç, algılayıcının seri olarak
üretilebilirliği göz önüne alınması gereken etkenlerdir.
Şekil 7.6. Hall effect sensörlerinin stator üzerinde kullanımı
147
7.8. Tasarlanan Motorun Sürülmesinde Kullanılan Sürücü Devre
Gerçekleştirilen tez çalışması bilindiği üzere motor tasarımını baz alan geniş çaplı bir
çalışmadır. O yüzden gerçekleştirilmiş olan deneylerde motorun sürülmesinde PWM
tekniğini kullanan yüksek verimli ve Kelly Controller Inc.Co. tarafından üretilmiş
olan 48V, 150A sürekli, 350A maksimum özelliğinde hazır bir sürücü devre temin
edilmiştir (Resim 7.1). Sistemde tek bir sürücü kullanulmakta ve motorun her üç
kademesi bu sürücü çıkışı üzerinden kontaktörler ile konrol edilmektedir.
Resim 7.1. 48V, 150A FDAM sürücü devresi
Kelly FDAM sürücü devresi, elektrikli bisiklet, elektrikli motosiklet, elektrikli golf
arabası, forklift, hibrit araçlar, elektrikli botlar için tasarlanmış ve motorlarda hız ve
moment kontrolü gerçekleştirmede kullanılan etkili bir sürücü devredir. Hız
kontrolörü MOSFET güç anahtarlarının PWM frekansına göre anahtarlanması
prensibine göre çalışmaktadır. Programlanabilir özelliklere olan kontrolör kullanıcıya
parametre ayarlama, hata ayıklama ve izleme arayüzü gibi birçok kolaylık
sağlamaktadır.
Kullanılan sürücü devrenin teknik özellikleri aşağıdaki gibi açıklanabilir:

18V-90V aralığında kullanılabilme,

Çalışma frekansı: 16.6 kHz,

5V sensör besleme akımı: 40 mA,

Konfigüre edilebilir batarya gerilimi aralığı: 18V-60V,
148

Analog Fren ve Gaz Pedalı girişi: 0-5V,

Tam Güç çalışma aralığı: 0-50 °C,

Nominal Güç çalışma aralığı: -30°C - 90 °C,

Ani maksimum akım değeri: 200 A (10 sn),

Motor akım limit: 350A (1 dk),

Motor akımı: 150A (sürekli).
149
8. DENEYSEL ÇALIŞMALAR
Bu bölümde tasarlanan, üretim aşamaları tamamlanan 48 V, 500 d/d’lık 3-fazlı
SMFDA motoru üzerinde yapılan deneysel çalışmalara yer verilmiştir. Yapılan
çalışmalar birkaç adımdan meydana gelmektedir. Öncelikle Resim 8.1’de verilmiş
olan ve sürücü devresi ile motor arasında arayüz görevini üstlenmiş kontrol
bloğundan bahsetmekte fayda olacaktır.
(a)
(b)
Resim 8.1. Kontrol sistemi, (a) İç görünüm (b) Dış görünüm
150
Resim 8.1’de görüldüğü gibi kontrol sistemi;

Sürücü devresi,

Ana sigorta,

Kontaktörler,

Klemens bağlantı kutusu,

Ölçüm devreleri,

Kademe anahtarları,

Analog fren ve gaz pedallarından oluşmaktadır.
Sürücü sistemi ile birlikte motor ve test düzeneği Resim 8.2’de verilmiştir.
Resim 8.2. Test standı (Kısım 1)
151
Resim 8.3. Test standı ve sürücünün programlanması (Kısım 2)
Motora ait deneysel çalışmalar iki kısımda gerçekleştirilmiştir. Bunlar boşta çalışma
deneyleri ile yüklü çalışma deneyleridir. Resim 8.2 ve Resim 8.3’te sunulan
gösterimler boşta çalışma deneylerine ait düzenekleri içermektedir.
8.1. Boşta Çalışma Deneyleri
Öncelikle motor boşta çalıştırılarak PWM anahtarı kademeli olarak arttırılarak
sürücü kontrollü motorun devreden çektiği akım ile hızın değişimi gözlemlenmiştir.
Motor boşta çalıştırıldığı için hızın frekansa bağlı olarak ~570 d/d’ya doğru artmakta
olduğu gözlemlenmiştir.
Motor tasarımı itibariyle 3 kademeden oluştuğu ve her bir motor bağımsız bir motor
olarak ta çalıştırılabildiği için her motora “kademe” ismi verilmiştir. Boşta çalışma
deneylerinde sistem her kademe için 100 Hz ve 200 Hz frekans düzeylerinde
sürülmüş ve elde edilen osilaskop değerleri kayıt altına alınmıştır (Resim 8.4 - Resim
8.9). Boşta çalışma esnasında tüm kademeler için elde edilen değerler Tablo 8.1’de
kayıt altına alınmıştır.
152
Resim 8.4’te motor 1. kademede iken 100 Hz sürücü frekansı altında elde edilen
değerler gösterilmektedir.
Resim 8.4. Birinci kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi
Resim 8.5. Birinci kademede 200 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi
153
Resim 8.6. İkinci kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi
Resim 8.7. İkinci kademede 200 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi
Resim 8.8. Üçüncü kademede 100 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi
154
Resim 8.9. Üçüncü kademede 176 Hz’de motor akım ve geriliminin değişimi
Çizelge 8.1. Çeşitli kademelerde frekansa bağlı olarak akım ve gerilimin değişimi
Kademe Frekans (Hz) Ani Motor Akımı (A) Motor Gerilimi (V)
1
103
3.76
20.75
1
203
9.55
35.90
2
102
9.20
20.32
2
201
28.11
35.80
3
104
24.50
21.17
3
176
62.90
33.53
Motor grafikleri dikkatli bir şekilde incelendiğinde özellikle akım, gerilim değişim
eğrilerinin ideal kademelerde olduğu gözlemlenmiştir.
8.2. Yüklü Çalışma Deneyleri
Motorun yüklü çalışma deneyleri de birkaç aşamadan meydana gelmektedir. Motor
her kademede iken yükü yavaş yavaş arttırılmış ve her kademedeki moment, akım,
gerilim ve hız verileri elde edilmiştir. Yüklü çalışma deneyleri için Resim 8.10’da
görüldüğü gibi bir test düzeneği oluşturulmuştur.
155
Resim 8.10. Yüklü çalışma deneyleri için kurulmuş olan test düzeneği
Sunulan test düzeneğinde daha önceki başlıklarda detaylı anlatılmış olan sürücü ve
kontrol sistemi, 4*12, 48V bataryadan oluşan 20Ah’lik batarya grubu, geniş aralıkta
ölçüm yapma özellikleri olan enerji analizörü, osilaskop, motoru yükleme için
kullanılan ve motor momentinin ölçülmesinde görev yapan Resim 8.5’te gösterimi
daha detaylı verilmiş olan su freni ve tasarlanan üç kademeli 3 kW nominal gücü
olan FDAM motoru kullanılmıştır.
Motor kademeleri arasında gerçekleştirilen geçiş işlemi motordan talep edilen güce
göre değişmektedir. Her bir kademenin devreye girmesi veya çıkması motor
verimliğine bağlıdır. Örneğin bir kademenin sağlayabileceği bir güç değeri için iki
veya üç kademin devrede olması, motorun düşük verimde çalışmasına yol açacağı
için, ikinci ve üçünde kademe devreden çıkarılmalıdır. Diğer taraftan 1.5 kW lık bir
güç talebi için sadece bir kademenin devrede olması güç talebinin karşılanması
açısından yeterli görünse de, düşük verime yol açacaktır. Bu durumda ise aynı gücü
daha yüksek verim değeri ile sağlayabilecek olan iki kademeli çalışma moduna
geçilmelidir. Benzer şekilde üç kademe bu aşamada da devrede olabilir fakat verim
yine motor nominal gücünden daha düşük bir güçte çalışacağı için düşecektir. Özetle,
motordan talep edilen gücü en yüksek verim değeri ile sağlayabilecek kademeler
devrede olacaktır.
156
Resim 8.11. Su freni ve motora akuple edilişi
Kurulan deney setinin ardında motor öncelikle birinci kademede farklı frekanslarda
çalıştırılmış ve motorun çalışma parametrelerinde temel teşkil eden hız, moment,
giriş gücü, çıkış gücü, nominal çalışma akımı gibi değerler ölçülerek elde edilmiştir.
Test işlemi gerçekleştirilirken, motor önce boşta ve maksimum hızda çalıştırılmıştır.
Daha sonra ise motor kademe kademe yüklenerek düşen hız ve artan çıkış torku
değerleri kayıt altına alınmıştır.
Resim 8.12’de motorun farklı iki yüklemeden sonra motorun akım ve gerilim dalga
şekilleri elde edilmiştir. Boş çalışma deneylerinde olduğu gibi yüklü çalışma
deneylerinde de akım ve gerilim profillerinin simülasyon sonuçları ile örtüştüğü
söylenebilir.
157
Resim 8.12. 168 Hz ve 144 Hz değerlerinde akım ve gerilim dalga şekilleri
Yine birinci kademede izleme sistemleri ile elde edilmiş olan devir ve moment
değerleri de Resim 8.13’te verilmektedir.
Resim 8.13. 168 Hz ve 144 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti
Elde edilen bu resimde motorun yüklendikçe momentinin arttığı buna bağlı olarak
gücünün de artarak motorun mil hızının düştüğü gözlemlenmektedir.
Motorun birinci kademede iken farklı parametreleri arasındaki ilişkiler Şekil 8.1’de
verilmiştir.
158
Şekil 8.1. Motorun birinci kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki ilişki
Resim 8.14’de motorun ikinci kademede farklı frekanslarda çektiği akım ve gerilim
profillerinin değişimi verilmektedir.
Resim 8.14. 190Hz ve 172Hz’de motor ikinci kademede iken akım ve gerilim
profilleri
159
Resim 8.15. 190 Hz ve 172 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti
Şekil 8.2. Motorun ikinci kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki ilişki
İkinci kademede izleme sistemleri ile elde edilmiş olan devir ve moment değerleri de
Resim 8.15’de verilmektedir. İkinci kademede, motorun farklı parametreleri
arasındaki ilişkiler Şekil 8.2’de verilmiştir. Motorun üçüncü kademede elde edilen
akım ve gerilim dalga şekilleri Resim 8.16’da, motorun farklı parametreleri
arasındaki ilişki ise Şekil 8.3’te verilmiştir.
160
Resim 8.16. 176 Hz ve 136 Hz’de motorun üçüncü kademede akım ve gerilim
profilleri
Şekil 8.3. Motorun üçüncü kademede elde edilen farklı parametreleri arasındaki ilişki
161
Resim 8.17. 176 Hz ve 136 Hz değerlerinde elde edilen motor hızı ve momenti
Üçüncü kademede izleme sistemleri ile elde edilmiş olan devir ve moment değerleri
de Resim 8.17’de verilmektedir Motorun analitik, sonlu elemanlar ve deneysel
çalışma sonucu elde edilen çalışma parametreleri karşılaştırıldığında tasarım
kriterlerini yaklaşık %95 oranında karşılayan bir model ortaya konduğu söylenebilir.
Özellikle
deneysel
sonuçlarda
elde
edilen
sonuçlarla
sistem
veriminin
(motor+sürücü) yaklaşık %87-88 seviyesinde olduğu saptanmış ve ticari olarak da
düşünülebilecek bir ürününün prototip çalışmalarında beklenenden daha iyi sonuçlar
alınması memnuniyet verici bir durum oluşturmuştur.
Elde edilen deneysel veriler farklı parametreleri kapsayacak biçimde düzenlenerek,
grafik halinde Şekil 8.4 – Şekil 8.10 arasında sunulmuştur. Grafikler yorumlanırken
motor testlerinin önce boş çalışma ile farklı kademeleri kapsayacak biçimde
başladığını, daha sonra ise motor yüklenerek düşen hız ve artan moment değerlerinin
kaydedildiği dikkate alınmalıdır. Bu açıdan değerlendirme yapıldığında, grafiklerde
hız eksenleri yorumlanırken motorun hızlandığı değil, motorun yüklenerek hızının
düştüğü ve hız eksenleri çoğu zaman yüksekten düşük hıza gidecek şekilde
yorumlanması gerektiği bilinmelidir.
162
-1 Kademe DevredeMotor Çıkış Gücü (W)
1100
Motor + Sürücü Verimi (%)
89
88
87
900
86
800
85
84
700
83
600
82
500
81
80
400
79
300
78
200
77
Motor + Sürücü Verimi (%)
Motor Çıkış Gücü (W)
1000
76
100
75
0
74
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
Motor Hızı (Rpm)
Şekil 8.4. Motor birinci kademede iken çıkış gücü, verimi ve hızı arasındaki ilişki
Motor Çıkış Gücü (W)
2200
Motor + Sürücü Verimi (%)
89
88
87
86
85
84
83
82
81
80
79
78
77
76
75
74
2000
Motor Çıkış Gücü (W)
1800
1600
1400
1200
1000
800
600
400
200
0
150
200
250
300
350
400
450
500
550
600
Motor Hızı (Rpm)
Şekil 8.5. Motor ikinci kademede iken çıkış gücü, verim ve hızı arasındaki ilişki
Motor + Sürücü Verimi (%)
-2 KademeDevrede-
163
-3 Kademe DevredeMotor + Sürücü Verimi (%)
3300
89
88
87
86
85
84
83
82
81
80
79
78
77
76
75
74
3000
Motor Çıkış Gücü (W)
2700
2400
2100
1800
1500
1200
900
600
300
0
150
200
250
300
350
400
450
500
550
Motor + Sürücü Verimi (%)
Motor Çıkış Gücü (W)
600
Motor Hızı (Rpm)
Şekil 8.6. Motor üçüncü kademede iken çıkış gücü, verim ve hızı arasındaki ilişki
-1 Kademe Devrede-
Motor Hızı (Rpm)
Ölçülen Motor Torku (Nm)
45
550
40
500
35
450
30
400
25
350
20
300
15
250
10
200
5
150
0
100
200
300
400
500
600
700
800
900
0
1000 1100
Motor Çıkış Gücü (W)
Şekil 8.7. Motor birinci kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki
Öçlülen Motor Torku (Nm)
Motor Hızı (Rpm)
600
164
-2 Kademe Devrede-
Motor Hızı (Rpm)
Ölçülen Motor Torku (Nm)
90
550
80
500
70
450
60
400
50
350
40
300
30
250
20
200
10
150
0
200
400
600
800
Öçlülen Motor Torku (Nm)
Motor Hızı (Rpm)
600
0
1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200
Motor Çıkış Gücü (W)
Şekil 8.8. Motor ikinci kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki
-3 Kademe DevredeMotor Hızı (Rpm)
600
Ölçülen Motor Torku (Nm)
130
550
110
100
450
90
80
400
70
350
60
50
300
40
250
30
20
200
10
150
0
300
600
900
0
1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300
Motor Çıkış Gücü (W)
Şekil 8.9. Motor üçüncü kademede iken hız, çıkış gücü ve tork arasındaki ilişki
Öçlülen Motor Torku (Nm)
120
500
Motor Hızı (Rpm)
140
165
Motorun birinci, ikinci ve üçüncü kademelerde yük altında çalışırken elde edilen
çıkış gücü, verim ve hız ilişkileri, Şekil 8.15, Şekil 8.16 ve Şekil 8.17. de sırasıyla
verilmiştir. Elde edilen grafikler motorun farklı kademlerde yüklenmesi ile birlikte
elde edilen verileri yansıtmaktadır. Görüleceği üzere, örneğin 300W’lık çıkış gücü
için farklı kademelerdeki verim değerleri farklıdır. Tezin amacı, hemen hemen her
çıkış gücü değerinde en yüksek verimi sağlayan kademelerin devreye alınması ve
motorun yüksek verimde çalıştırılmasıdır. Motorun birinci, ikinci ve üçüncü
kademelerde yük altında çalışırken elde edilen hız, çıkış gücü ve tork ilişkileri, Şekil
8.7, Şekil 8.8 ve Şekil 8.9’de sırasıyla verilmiştir. Verilen grafikler elde edilirken test
işlemleri, ilk önce motorun yüzsüz olarak çalışmasıyla başlayıp, motor kademe
kademe yüklenerek düşen hız ve artan motor torku ile birlikte artan çıkış gücü
değerleri kayıt altına alınarak gerçekleştirilmiştir.
Şekil 8.10’da standart bir SMFDA motoru ile gerçekleştirilen yeni üç kademeli
SMFDA motoru için verim karşılaştırması verilmiştir. Bu karşılaştırmada,
gerçekleştirilen yeni SMFDA motoru birinci, ikinci ve üçüncü kademelerde yükleme
testlerine tabi tutulmuştur. Bu aşamada elde edilen çıkış gücüne karşılık verimlilik
eğrileri her kademe için ayrı ayrı grafik üzerinde çizildirilmiştir. Her kademe için
ayrı ayrı çizilen çıkış gücü – verim eğrileri değerlendirilerek, motorun hangi çıkış
gücü için hangi verimlilik değerlerini sağladığı belirlenmiştir. Böylece, her çıkış
gücü değeri için en yüksek verimliliğin sağlandığı kademeler devreye alınıp
çıkarılarak grafik üzerinde “3kW Yeni SMFDA Motor Verimi” ismi ile adlandırılmış
ve kırmızı kesik çizgi ile gösterilen eğri elde edilmiştir. Bu eğri, tüm çıkış gücü
değerleri için, kademelerin devreye alınıp çıkarılarak kontrolörün takip edeceği en
yüksek verimlilik eğrisidir. Kademeler arası devreye alma ve çıkarma şartları bu eğri
üzerinden elde edilmektedir. Diğer taraftan, gerçekçi bir kıyaslama yapabilmek
adına, şuan ticari olarak satılmakta olan ve rakiplerine oranla yüksek verimlilik
değeri sunan 3 kW gücünde standart bir SMFDA hub motorunun test verilerine
ulaşılarak güce karşılık verim eğrisi aynı grafik üzerinde çizdirilmiştir. Böylelikle tez
çalışmasında gerçekleştirilen yeni motor ile aynı besleme gerilimi ve güç değerine
sahip standart bir motor arasında çeşitli kıyaslamalar yapılmıştır.
166
90
88
Motor + Sürücü Verimi (%)
86
84
82
80
78
76
Üç Kademe Devrede İken Verim
İki Kademe Devrede İken Verim
Bir Kademe Devrede İken Verim
3 kW Yeni SMFDA Motor Verimi
3 kW Standart SMFDA Motor Verimi
74
72
70
0
200 400 600 800 1000 1200 1400 1600 1800 2000 2200 2400 2600 2800 3000 3200
Motor Çıkış Gücü (W)
Şekil 8.10. Standart bir SMFDA motoru ile gerçekleştirilen yeni üç kademeli
SMFDA motoru için verim karşılaştırması
167
Şekil 8.10 detaylı olarak incelenecek olursa, tez çalışmasında gerçekleştirilen yeni
SMFDA motoru yaklaşık 2000 Watt değerine kadar standart SMDFA motorundan
oldukça yüksek verim değerleri sunmaktadır. Dolayısı ile motorların anma gücünden
düşük güçlerde çalışması sonucu motor veriminde meydana gelen düşme,
gerçekleştirilen yeni motor yapısı ile ortadan kaldırılabilemektedir. Gerçekleştirilen
yeni SMFDA hub motoru bu açıdan değerlendirildiğinde, hemen hemen tüm çıkış
güçleri için standart SMFDA motorlarına kıyasla yüksek verimlilik değerleri
sunmaktadır. Motorların eşit süreler boyunca eşit aralıklarda (100’er Watt)
yüklendiği dikkate alınarak, standart SMDFA motoru ile gerçekleştirilen yeni
SMFDA motorunun çeşitli çalışma şartlarındaki verimlilik kıyaslamaları Çizelge
8.2’de verilmiştir. Çizelge 8.2’de görüleceği üzere, çeşitli çıkış gücü yüzdelerinde
farklı verim artışları söz konusudur. Örneğin motor ağırlıklı olarak anma gücünün
%0-40’ı arasında çalıştırılıyor ise; gerçekleştirilen yeni motor, standart motora oranla
ortalama %13,5 daha yüksek verime sahiptir. Şayet motor, eşit çalışma süreleri
boyunca Çizelge 8.2’deki motor çıkış gücü yüzdeleri ile yükleniyorsa, verim
artışlarındaki ortalama %11,54 olarak ifade edilebilir. Sonuç olarak elektrikli
araçlarda kullanılan elektrik motorlarının çoğu zaman anma gücünden düşük
güçlerde çalıştırıldığı dikkate alındığında, gerçekleştirilen tez çalışmasının bu
alandaki önemli bir ihtiyacı karşılayacağı düşünülmektedir.
Çizelge 8.2 Farklı çalışma şartları için motor verimlerinin karşılaştırması
Yeni SMFDA
Motoru Ortalama
Verimi (%)
Standart SMFDA
Motoru Ortalama
Verimi (%)
Verim Artışı
(%)
%0 - 20’si arasında
83,5
61,6
21,9
%0 - 40’ı arasında
85,5
72,0
13,5
%0 - 60’ı arasında
86,4
76,6
9,8
%0 - 80’i arasında
86,4
79,3
7,1
%0 - 100’ü arasında
85,9
80,5
5,4
Anma Gücünün;
Motor Çıkış Gücü
Ortalama Verim Artışı
11,54
168
9. SONUÇ, DEĞERLENDİRME ve TAVSİYELER
Gerçekleştirilen bu kapsamlı tez çalışmasında, günlük hayatımızda ve endüstride
birçok alanda kullanımı günden güne artan SMFDA motorun yapısını temel alan;
doğrudan tahrikli ve yüksek torklu sistemlerde kullanılması uygun görülen 48 V, 500
d/d’lık yeni bir SMFDA motoru tasarlanmış ve uygulaması gerçekleştirilmiştir.
Motorun tasarımı, analizi ve prototip çalışmalarının yanında sürücü devresinin motor
ile akuplasyonu da gerçekleştirilmiştir. Diğer taraftan, tezin birincil amacı olan çok
kademeli motor yapısı ile iddaa edilen verim artışı, ticari olarak satılmakta olan
standart bir SMDFA motoru ile de karşılaştırılarak deneysel olarak doğrulanmıştır.
Örneğin motorun 300W çıkış gücünde en yüksek verim sadece bir kademenin
devrede olması ile elde edilmektedir. Tüm kademeler devrede iken ise verim en
düşük düzeyde olmaktadır. Benzer şekilde 1300W gücü için sadece bir kademenin
devrede olması motorun anma gücünden daha fazla yükleneceği için verimin
düşmesine neden olmaktadır, işte tam bu anda diğer kademede devreye alınarak
optimum verimin sağlandığı nokta yakalanmaktadır. Deneysel olarak elde edilen
sonuçlar üzerinden kıyaslama yapılacak olursa, yaklaşık 1000W’lık çıkış gücü için
sadece bir kademe devrede iken verim %75, iki kademe devrede iken verim % 87, üç
kademe devrede iken yaklaşık verim %85 düzeyindedir. Bu durumda 1000W’lık
çıkış gücü için en yüksek verimi sağlayan iki kademeli çalıştırma modu
kullanılmalıdır. Sonuç olarak, araca sadece ihtiyaç duyduğu gücü sağlayacak motor
kademeler devrede olmaktadır. Böylelikle motor ne anma gücünden düşük güçlerde
ne de anma gücünden yüksek güçlerde çalıştırılmaktadır. Bu yöntem sayesinde motor
olabildiğince en yüksek verim noktasında çalıştırılmakta ve elektrikli araçlarda
kullanılan standart SMFDA motorlarına kıyasla kullanım şeklinde bağlı olarak %5,421,9 arasında, ortalama ise %11,54 oranında verim artışı sağlanmaktadır.
Motorun tasarım ve uygulaması aşamasında gerçekleştirilen işlemleri aşağıdaki gibi
sıralamak mümkündür:

Öncelikle motor tasarımında kısıtlayıcı etkenler ortaya konularak analitik
hesaplamalar gerçekleştirilmiştir. Geometrik parametrelerin motor üzerindeki
169
etkileri adım adım incelenerek motorun performansını arttırmak için uygun
değerlerin seçilmesi sağlanarak ham boyutlar oluşturulmuştur.

Yapılan çalışmada analitik değerlerin doğruluğunu kanıtlamak için sonlu
elemanlar yöntemi kullanan paket programlar tercih edilmiştir. Motorun iki ve üç
boyutlu manyetostatik ve geçici durum analizleri için Ansys Maxwell V14-V15
kullanılmıştır.

Elde edilen değerlerin aynı şartlar altında birbirine olan yakınlığını pekiştirmek
amacıyla
çıkış
ve
boyut
parametreleri
için
optimizasyon
işlemleri
gerçekleştirilmiştir.

Birkaç farklı programda gerçekleştirilen benzetimler ile programların güvenirliği
ve verdikleri sonuçların benzerliği karşılaştırılarak, benzetimlerin Ansys
Maxwell’de
gerçekleştirilmesine
karar
verilmiştir.
Tez
çalışmasının
benzetimlerle desteklenmesi ve elde edilen sonuçların hedeflenen değerler ile
yakınlığı dolayısıyla motorun üretim aşamaları başlatılmıştır.

Prototip üretimi için yurtiçi ve yurtdışı malzeme tedariği gerçekleştirildikten
sonra hazır olarak temin.edilen motor sürücüsü ile motorun entegrasyonu
sağlanmıştır. Tek bir sürücü kullanılarak kademe anahtarları aracılığı ile farklı
kademelerin kontrolü sağlanabilir hale getirilmiştir.

Prototip motor üretiminin ve sürücü devre entegrasyonunun tamamlanmasının
ardından deneysel çalışmalara başlanmıştır. Motorun analitik, benzetim ve
deneysel çalışmalardan elde edilen sonuçları karşılaştırılmış ve sunulmuştur.
Bunun yanında çalışmada esnasında eksik olduğu düşünülen ve gelecek çalışmalara
ışık tutması açısından önemli olduğu öngörülen noktalara değinmekte fayda vardır:

Tasarlanan motorun doğrusal olmayan (non-lineer) durumları göz önünde
bulundurularak motora ait yeni parametreler geliştirilebilir.

Bu özel tasarım için özellikle eddy akım kayıpları, histerezis kayıpları gibi
parametrelerin hesabında özel yöntemler geliştirilip bu kayıpları minimize
edecek sürücü devre, tasarım optimizasyonu, sarım özellikleri gibi başlıklar
üzerinde durulabilir.
170

Yukarda
bahsi
geçen
kayıpların
analitik
ve
deneysel
doğrulamaları
gerçekleştirilebilir.

Yeni tasarlanan motor için özel bir termal model geliştirilebilir. Bu termal model;
motorun ısı kayıpları ile veriminin ve performansının arttırılmasına yönelik
çalışmalara yardımcı olabilir.

Akustik gürültü başlığı ayrıca bir tez olarak düşünülebilir. Akustik gürültünün
azaltılmasında çok önemli bir yeri olan farklı geometrik şekilleri olan stator
kutup başları geliştirilebilir. Sürücü devresinin daha detaylı ve verimli
tasarlanması ile bu problemi minimuma indirmede önemli adımlar atılabilir.

Ayrıca tasarlanan yeni SMFDA motorunun hız kontrolünde kullanılan hall effect
sensörler yerine sensörsüz kontrol, resolver gibi çeşitli yöntemler kullanılarak
verim ve performans karşılaştırmaları gerçekleştirilebilir.

Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesiyle kademe geçiş şartları
iyileştirilebilir.

Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesiyle, farklı kutup sayılarına sahip
kademeler kontrol edilebilir. Böylelikle farklı çıkış güçleri ve motor hızları için
verim daha da arttırılabilir.

Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesiyle birlikte, motor kademeleri kendi
aralarında farklı açılarla yerleştirilerek moment dalgalanmaları minimum düzeye
çekilebilir.

Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesi ile birlikte, farklı açılarda
konumlandırılacak kademeler rejeneratif üretim modunda 6-12-18 darbeli
doğrultma gerçekleştirebilir.

Her kademe için belirlenen güç değerleri değiştirilerek, ortalama verim artışı
yükseltilebilir.

Sürücü ve motorun birlikte optimize edilmesiyle, kapalı çevrim olarak
çalışabilecek sistemde, hız sabit tutularak kademeler arası geçişi iyileştirecek
deneysel sonuçlara ulaşılabilir.

Tez kapsamında gerçekleştirilen motor, sinüsoidal dalga şekli ile sürülerek
moment artışı sağlanabilir ve birim güç yoğunluğu arttırılarak daha düşük
ağırlıklı bir motor tasarlanabilir. Diğer taraftan, moment dalgalanmaları minimize
edilebilir ve rejeneratif moddaki üretimin kalitesi arttırılabilir.
171
KAYNAKLAR
1. Hooper, I., “Development of in-wheel motor systems for formula sae electric
cars”, Yüksek Lisans Tezi, School of Electrical, Electronic and Computer
Engineering, The University of Western Australia, (2011).
2. İnternet : Clarke, R., ‘Magnetic properties of materials’. Available from
http://info.ee.surrey.ac.uk/Workshop/advice/coils/mu (2008).
3. İnternet : Clarke, R., ‘Power losses in wound components’. Available from
http://info.ee.surrey.ac.uk/Workshop/advice/coils/power_loss.html (2008).
4. Wildi, T., Electrical Machines, Drives and Power Systems, 5th Edition,
Prentice Hall, (2002).
5. Wilson, T. G. and Trickey, P. H., “D-C machine with solid-state
commutation”, Duke University Electrical Engineering, 81 (11): 879 – 884
(1962).
6. Pillay, P. and Krishnan, R., “Modeling, simulation, and analysis of
permanent-magnet motor drives”, Part II: The brushless DC Motor Drive,
IEEE Trans. lnd. App, 25 (2): 274-279 (1989).
7. Libert, F. and Soulard, J., “Investigation on pole-slot combinations for
permanent-magnet machines with concentrated windings,” 16th,
International Conference On Electrical Machines ICEM 2004, Cracow,
Poland, 109-110 (2004).
8. Skaar, S., Krovel, O. and Nilsen, R., “Distribution, coil-span and winding
factors for PM machines with concentrated windings,” 17th International
Conference on Electrical Machines ICEM’06, Crete, Grece, 346 (2006).
9. Zhu, Z., Wu, L. and Xia, Z., “An accurate subdomain model for magnetic
field computation in slotted surface-mounted permanent-magnet machines,”
IEEE Transactions on Magnetics, 46 (4): 1100 – 1115 (2010).
10. Boughrara, K., Ibtiouen, R., Andarko, D. Z., Touhami, O. and Rezzoug, A.,
“Magnetic field analysis of external rotor permanent-magnet synchronous
172
motors using conformal mapping,” IEEE Transactions on Magnetics, 46
(9): 3684 – 3693(2010).
11. Zhang, J., Cheng, M. and Hua, W., “Calculation of cogging torque for stator
interior permanent magnet machine,” 14th Biennial IEEE Conference on
Electromagnetic Field Computation CEFC’10, , Chicago, IL, 1 (2010).
12. Wu, L., Zhu, Z., Staton, D., Popescu, M. and Hawkins, D., “Combined
complex permeance and sub-domain model for analytical predicting
electromagnetic performance of surface-mounted PM machines,” 5th IET
International Conference on Power Electronics Machines and Drives
PEMD’10, Brighton, UK, 1 – 6 (2010) .
13. Ho, S., Chen, N. and Fu, W., “An optimal design method for the
minimization of cog-ging torques of a permanent magnet motor using FEM
and genetic algorithm,”, IEEE Transactions on Applied Superconductivity,
20 (3): 861 –864 (2010).
14. Fei, W. and Luk, P., “A new technique of cogging torque suppression in
direct-drive permanent-magnet brushless machines,”, IEEE Transactions on
Industry Applications, 46 (4): 1332 –1340 (2010).
15. Chen, N., Ho, S. and Fu, W., “Optimization of permanent magnet surface
shapes of electric motors for minimization of cogging torque using FEM,”
IEEE Transactions on Magnetics, 46 (6): 2478 – 2481 (2010).
16. Affanni, A., Bellini, A., Franceschini, G., Guglielmi, P. and Tassoni, C.,
“Battery choice and management for new-generation electric vehicles,” IEEE
Transactions on Industrial Electronics, 52 (5): 1343- 1349 (2005).
17. Tudorache, T., Melcescu, L. and Popescu, M., “Methods for cogging torque
reduction of directly driven PM wind generators,” 12th International
Conference on Optimization of Electrical and Electronic Equipment
(OPTIM’10), Basov, Romania, 1161 –1166 (2010).
18. Liu, C. S., Hwang, J. C. and Po-Cheng, C., “Design of permanent magnet
synchronous motor with low cogging torque,” International Conference on
Power Electronics IPEC ’10, Sapporo, Japan, , 1083 –1087 (2010).
173
19. Saito, N., Kijima, R. and Shimomura, S., “The design method to minimize
torque ripple in interior permanent magnet synchronous motor with
concentrated winding,” International Conference on Power Electronics
IPEC ’10, Sapporo, Japan, 1293 –1298 (2010).
20. Stumberger, B., Hamler, A. and Hribernik, B., “Analysis of iron loss in
interior permanent magnet synchronous motor over a wide-speed range of
constant output power operation,” IEEE Transactions on Magnetics, 36 (4):
1846 – 1849 (2000).
21. Polinder H. and Hoeijmakers, M., “Eddy-current losses in the segmented
surface-mounted magnets of a PM machine,”, IEE Proceedings in Electric
Power Applications, 146 (3): 261 –266 (1999).
22. Deng, F., “An improved iron loss estimation for permanent magnet brushless
machines,” IEEE Transactions on Energy Conversion, 14 (4): 1391 – 1395
(1999).
23. Chin, Y. and Soulard, J., “Modeling of iron losses in permanent magnet
synchronous mo-tors with field weakening capability for electric vehicles,”
International Journal of Automo-tive Technology, 4 (2): 87 – 94 (2003).
24. Ionel, D., Popescu, M., McGilp, M., Miller, T., Dellinger, S. and Heideman,
R., “Computation of core losses in electrical machines using improved
models for laminated steel,” IEEE Transactions on Industry Applications,
43 (6): 1554 – 1564 (2007).
25. Atallah, K., Howe, D., Mellor, P. and Stone, D., “Rotor loss in permanentmagnet brushless AC machines,” IEEE Transactions on Industry
Applications, 36 (6): 1612 – 1618 (2000).
26. Tseng K. and Wee, S., “Analysis of flux distribution and core losses in
interior permanent magnet motor,” IEEE Transactions on Energy
Conversion, 14 (4): 969 – 975 (1999).
27. Nakano, M., Kometani, H. and M. Kawamura, “A study on eddy-current
losses in ro-tors of surface permanent-magnet synchronous machines,” IEEE
Transactions on Industry Applications, 42 (2): 429 – 435 (2006).
174
28. Patterson, D., “Contemporary finite element analysis techniques for
permanent magnet brushless DC machines, with application to axial flux
traction systems for electric ve-hicles,” International Conference on Power
Electronic Drives and Energy Systems for Industrial Growth, Perth,
Australia, 6: 880 – 885 (1998).
29. Versele, C., De Greve, Z., Vallee, F., Hanuise, R., Deblecker, O., Delhaye,
M. and Lobry, J., “Analytical design of an axial flux permanent magnet inwheel synchronous motor for electric vehicle,” 13th European Conference
on Power Electronics and Applications EPE ’09 , Barcelona, Spain, 1 – 9
(2009).
30. Rahim, N., Ping, H. W. and Tadjuddin, M., “Design of an in-wheel axial flux
brushless DC motor for electric vehicle,” The 1st International Forum on
Strategic Technology, Ulsan, South Korea, . 16 –19 (2006).
31. Chan, T., Yan, L. T. and Fang, S. Y., “In-wheel permanent-magnet brushless
DC motor drive for an electric bicycle,” IEEE Transactions on Energy
Conversion, 17 (2): 229 – 233 (2002).
32. Lovatt, H., Ramsden, V. and Mecrow, B., “Design of an in-wheel motor for a
solar-powered electric vehicle,” IEE Proceedings of Electric Power
Applications, 145 (5): 402 – 408 (1998).
33. Caricchi, F., Capponi, F., Crescimbini, F. and Solero, L., “Experimental study
on reducing cogging torque and no-load power loss in axial-flux permanentmagnet machines with slotted winding,” IEEE Transactions on Industry
Applications, 40 (4): 1066 –1075 (2004).
34. Fu, W. and Ho, S., “A novel axial-flux electric machine for in-wheel gearless
drive in plug-in hybrid electric vehicles,” 14th Biennial IEEE Conference
on Electromagnetic Field Computation CEFC’10, Chicago, IL, 1 – 1
(2010).
35. Wu, S., Song, L. and Cui, S., “Study on improving the performance of
permanent magnet wheel motor for the electric vehicle application,” IEEE
Transactions on Magnetics, 43 (1): 438 –442 ( 2007).
175
36. Honda, Y., Nakamura, T., Higaki, T. and Takeda, Y., “Motor design
considerations and test results of an interior permanent magnet synchronous
motor for electric vehicles,” IEEE Industry Applications Society Annual
Meeting IAS ’97, New Orleans, LA, 1: 75 – 82 (1997).
37. Wu, S., Tian, L. and Cui, S., “A comparative study of the interior permanent
magnet elec-trical machine’s rotor configurations for a single shaft hybrid
electric bus,” IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference VPPC ’08,
Harbin, China, 1–4 (2008).
38. Singh B. and Goyal, D., “Computer aided design of permanent magnet
brushless DC mo-tor for hybrid electric vehicle application,” International
Conference on Power Electronics, Drives and Energy Systems PEDES’06,
New Delhi, India, 1 –6 (2006).
39. İnternet : H. A. Products, “Hybrid electric vehicle traction motor,” Available:
http://www.hap.com/products/Motors/HEVTM/index.html (2004).
40. İnternet : Dube, Z., “Mitsubishi Lancer Evolution MIEV - all wheel drive
using
new
type
of
in
wheel
motor,”
Available:
http://www.speedsportlife.com/2005/08/24/mitsubishi-lancer-evolution-mievall-wheel-drive-using-new-type-of-in-wheel-motor/ (2005).
41. Pellegrino, G., Armando, E. and Guglielmi, P., “An Integral Battery Charger
With Power Factor Correction for Electric Scooter,” IEEE Transactions on
Power Electronics, 25 (3): 751-759 ( 2010).
42. Bianchi, N., Bolognani, S. and Zigliotto, M., “High-performance PM
synchronous motor drive for an electrical scooter,” IEEE Transactions on
Industry Applications, 37 (5): 1348-1355 (2001).
43. Ravi, N., Ekram, S. and Mahajan, D., “Design and Development of a InWheel Brushless D.C. Motor Drive for an Electric Scooter,” Proceedings of
the International Conference on Power Electronics, Drives and Energy
Systems PEDES, 1-4 ( 2006).
44. Song, B. M., Chang, K. C. And Choi, J. Y., “Design of an outer-rotor-type
permanent magnet motor for electric scooter propulsion systems,”
Proceedings of the International Power Electronics Conference IPEC,
2763-2742 (2010).
176
45. Tursini, M., Petrella, R. and Parasiliti, F., “Sensorless control of an IPM
synchronous motor for city-scooter applications,” Conference Record of the
38th IEEE Industry Applications Society (IAS) Annual Meeting, 3: 14721479 ( 2003).
46. Zitzler, E. and Thiele, L., “Multiobjective evolutionary algorithms: a
comparative case study and the strength Pareto approach,” IEEE
Transactions on Evolutionary Computation, 3 (4): 257-271 (1999).
47. Van Schalkwyk, D.J. and Kamper, M.J., “Effect of Hub Motor Mass on
Stability and Comfort of Electric Vehicles,” Proceedings of the IEEE
Vehicle Power and Propulsion Conference VPPC, 1-6 (2006).
48. İnternet : Newman, P., “Can you handle it?,” Industrial Vehicle Technology
International,
Available:
http://www.ivtinternational.com/downloads/november_10/semikron.pdf (2010).
49. Emadi, A., Lee, Y. and Rajashekara, K., “Power electronics and motor drives
in electric, hybrid electric and plug-in hybrid electric vehicles”, IEEE Trans.
Ind. Electron., 55 (6): 2237–2245 (2008).
50. Emadi, A., Rajashekara, K., Williamson, S. S. and Lukic, S. M., “Topological
overview of hybrid electric and fuel cell vehicular power system architectures
and configurations", IEEE Trans. Veh. Technol., 54 (3): 763–770 (2005).
51. Tuncay, R.N. and Ustun, O., “Otomotiv Elektronigindeki Gelismeler”,
Invited Paper, IX Symposium on Automotive and Supplier Industry, Bursa,
(2005).
52. Williamson, S., Emadi, A. and Rajashekara, K., “Comprehensive Efficiency
Modeling of Electric Traction Motor Drives for Hybrid Electric Vehicle
Propulsion Applications”, IEEE Trans. Veh. Technol., 56 (4): 1561 - 1572
(2007).
53. Ustun, O., Yilmaz, M., Gokce, C., Karakaya, U. and Tuncay, R.N., “Energy
Management Method for Solar Race Car Design and Application, IEEE Int.
Electric Machines and Drives Conf. IEMDC’09, Miami, USA, 804-811
(2009).
177
54. Tuncay, R. N., Ustun, O. and Yilmaz, M., “Energy Flow Modeling Method
for Simulation of a Series-Parallel Hybrid Electrical Vehicle”, IEEE
Intelligent Vehicles Symposium, Workshop on Hybrid Vehicle Modeling
and Control, June 12, İstanbul (2007).
55. Lukic, S. M., Cao, J., Bansal, R. C., Rodriguez, F. and Emadi. A., “Energy
storage systems for automotive applications”, IEEE Transactions on
Industrial Electronics, 55 (6): 2258-2267 (2008).
56. Worleyparsons Energy Cells, “Lithium Polymer Cell Performance”,
SLPB526495, (2005).
57. Hanselman, D.C., “Brushless Permanent Magnet Motor Design”, McGrawHill Press, New York, (1994).
58. Yilmaz, M., Tuncay, R. N., Ustun, O. and Krein, T. P., “Sensorless Control
of Brushless DC Motor Based on Wavelet Theory”, Electric Power
Components & Systems, Taylor & Francis,37 (10): 1063-1080 (2009).
59. O'Connell, T.C., Krein, P.T., Yilmaz, M. and Friedl, A., “On the Feasibility
of Using Large-Scale Numerical Electric Machine Field Analysis Software in
Complex Electric Drive System Design”, 11th Workshop on Control and
Modeling for Power Electronics, Zurich, 1-8 (2008).
60. Adnanes, A. K., “Torque Analysis of Permanent Magnet Synchronous
Motors”, 22nd Annual IEEE Power Electronics Specialists Conference,
Cambridge, MA, 695-701 (1991).
61. Almeida, A., Ferreira, F. and Fonseca, P., “VSDs for Electric Motor
Systems”, ISR University of Coimbra, (2000).
62. Andersson, S., “Optimization of a Servo Motor for an Industrial Robot
Application”, Lund University, Lund, Sweden. (2000).
63. Astrom, K., and Wittenmark, B., “Adaptive Control” Addison-Wesley Press,
New York, (1989).
178
64. Bakan, A. F., “Asenkron Motorda Doğrudan Moment Kontrolünün
İncelenmesi ve Gerçekleştirilmesi”, Doktora Tezi, YTÜ Fen Bilimleri
Enstitüsü, İstanbul. (2002),
65. Bal, G., “Özel Elektrik Makinaları”, Seçkin Yayıncılık A.Ş., Ankara, (2004).
66. Balazovic, P., “3-Phase PM Synchronous Motor Torque Vector Control”,
DRM018, Motorola Czech System Laboratories Roznov pod Radhostem,
Czech Republic. (2003).
67. Bizot, C., Brottes, J., Lungeanu, M., Poulsen, B., Séra, D. and Sørensen, M.
B., “Sensorless Control for PMSM”, Power Electronics and Drives, Institute
of Energy Technology, Aalborg University, Denmark. (2003),
68. Bose, B., “Evaluation of Modern Power Semiconductor Devices and Future
Trends of Coaverters”, IEEE Transactions on Ind. App., 28 (2): 403-413
(1992).
69. Chau, K.T., “Computer-Aided Design of a Permanent Magnet Motor”,
Electric Machines and Power Systems”, 19 (4): 501-511 (1991).
70. Dan, S., Weizhong, F. and Yikang, H., “Study on the Direct Torque Control
of Permanent Magnet Synchronous Motor Drives”, Proceedings of the 5th
International Conference on Electrical Machines and Systems, 1: 571-574
(2001).
71. Dan, S., Zhu, J. G. and He, Y. K., “A Space Vector Modulation Direct
Torque Control for Permanent Magnet Synchronous Motor Drive Systems”,
IEEE, Power Electronics and Drive Systems, 692-697 (2003).
72. Duru, T., “Sürekli Mıknatıslı Senkron Motorun Magnetik Analizi ve
Modellenmesi.”, Doktora Tezi, KOÜ Fen Bilimleri Enstitüsü. (1997.)
73. Duru, H. ve Demiröz, R., “Asansör Makinalarında Mıknatıs Uyarmalı
Senkron Motor ve Doğrudan Tahrik Sisteminin Kullanımı”, 1. EVK
Sempozyumu, Kocaeli, (2005).
74. Kollmoorgen Inc, “Magnets Types”, Training Center Notes, 1-22 (2002).
179
75. Ying, L. and Ertugrul, N., “The Dynamic Simulation of the Three-Phase
Brushless Permanent Magnet AC Motor Drives with LabVIEW”,
Australasian Universities Power Engineering Conference AUPEC'99,
Darwin, 11-16 (1999).
76. Luukko, J. and Pyrhönen, J., “Selection of the Flux Linkage Reference in a
Direct Torque Controlled Permanent Magnet Synchronous Motor Drive”,
IEEE in Proc. AMC’98, COIMBRA, 198-203 (1998).
77. Luukko, J., “Direct Torque Control of Permanent Magnet Synchronous
Machines- Analysis and Implementation”, Yüksek Lisans Tezi, Diss.
Lappeenranta University of Technology, Lappeenranta, Stockholm (2000).
78. Rahman, M. A. and Slemon, G. R., “Promising Applications of NdFeB
Magnets in Electrical Machines”, IEEE Transactions on Magnetics, 21 (5):
1712-1717 (1985).
79. Rahman, M. F., Zhong, L., and Haque, E., “ Selection of Voltage Switching
Tables for DTC Controlled Interior Permanent Magnet Motor”, Sch. of Elec.
Eng. and Tele, The Uni.of New Sou. Wal., Sydney, NSW 2052, Australia,
(1999).
80. Ohm, D.Y., “Dynamic Model of PM Synchronous Motors”, Drivetech, Inc.,
Blacksburg, Virginia (1997).
81. Ong, C.M., “Dynamic Simulation of Electric Machinery”, Prentice Hall,
USA. (1998).
82. Strnat, K.J., “Modern Permanent Magnets for Application in ElectroTechnology”, Proceedings of IEEE, Special Issue on Magnetics. 78 (6):
923-946 (1990).
83. Texas Instruments, “Digital Signal Processing Solution for Permanent
Magnet Synchronous Motor”, Texas Instruments Application Note,
Literature Number: 044 (1997).
84. Trout S. R., “Understanding Permanent Magnets Meterials, an Attempt at
Universal Magnetic Literacy”, Magnequench International Inc., Germany,
1-15 (2001).
180
85. Vas, P., “Sensorless Vector and Direct Torque Control”, Oxford University
Press, New York. (1998).
86. Zhong, L., Rahman, M. F., Hu, W. Y. and Lim, K. W, “Analysis of Direct
Torque Control in Permanet Magnet Synchronous Motor Drives”, IEEE
Transactions on Power Electronics, 528-536 (1997).
87. Zhong, L., Rahman, M. F., Hu, W. Y., Lim, K. W. and Rahman, M. A., “A
Direct Torque Controller for Permanent Magnet Synchronous Motor Drives”,
IEEE Transactions on Energy Conversion, 637-642 (1999).
88. Uygun, D., “5-Fazlı U-Tipi Segmental Rotorlu Bipolar Uyartımlı 10/8
Anahtarlamalı Relüktans Motorun Tasarımı ve Uygulaması”, Doktora Tezi,
Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, 10–15 (2012).
89. TÜBİTAK – Marmara Araştırma Merkezi, “Elektrikli Araçlar”, Enerji
Sistemleri ve Çevre Araştırma Enstitüsü, Gebze, Kocaeli. (2003).
90. İnternet : Askar Yakıt Hücreli Araç Projesi, İstanbul Teknik Üniversitesi,
http://www.askar.itu.edu.tr/yhe_araclar.htm.
91. Hanselman, D. C., “Brushless Permanent-Magnet Motor Design”, 2nd
Edition, Magna Physics Publishing, Lebanon, Ohio, USA. (2003).
92. Nasar, S. A., Boldea, I. and Unnewehr, L. E., “Permanent magnet, reluctance
and self-synchronous motors”, Boca raton: CRC Press. (1993).
93. Andrada, P., Torrent, M., Perat, J. I. and Blanqué, B., “Power Losses in
Outside-Spin Brushless D.C. Motors”, Universitat Politecnica de Catalunya,
Tech. Rep. (2004).
94. Libert, F., “Design, Optimization and Comparison of Permanent Magnet
Motors for a Low-Speed Direct-Driven Mixer”, Doktora Tezi, Royal
Institute, Stockholm, Sweden. (2004).
95. Rajagopal, K.R. and Sathaiah, C., “Computer Aided Design and FE Analysis
of a PM BLDG Hub Motor”, International Conference on Power
Electronics, Drives and Energy System PEDES '06, 1-6 (2006).
181
96. Sadarangani, C., Design and analysis of induction and permanent magnet
motors, Book, Royal Institute of Technology, Stockholm, ISBN 91-7170627-5 (2000).
97. İnternet : Sonlu Elemanlar Metodu,
http://tr.wikipedia.org/wiki/Sonlu_elemanlar_yöntemi (2013).
98. Astrom, K., and Wittenmark, B., “Adaptive Control” Addison-Wesley Press,
New York. (1989).
99. RASHID, M. H., Power Electronics Circuits, Devices and Applications,
Prentice Hall Int. Inc, New Jersey. (1993).
100.Hanselman, D.C., Brushless Permanent-Magnet Motor Design, McGraw-Hill
Inc, New York, 174-181 (1994).
182
ÖZGEÇMİŞ
Kişisel Bilgiler
Soyadı, adı
: OCAK, Cemil
Uyruğu
: T.C.
Doğum tarihi ve yeri
: 12.02.1985 İzmir/Konak
Medeni hali
: Bekar
Telefon
: +90 534 692 6880
e-mail
: cemilocak@gmail.com
Eğitim
Derece
Eğitim Birimi
Mezuniyet tarihi
Yüksek lisans
Gazi Üniversitesi / Elektrik Eğitimi
2009
Lisans
Gazi Üniversitesi / Elektrik Eğitimi
2007
Lise
İzmir Çınarlı Teknik Lisesi
2002
İş Deneyimi
Yıl
Yer
Görev
03.2010 – 02.2012
Kastamonu Üniversitesi
Öğretim Görevlisi
02.2012 – Halen
Gazi Üniversitesi
Öğretim Görevlisi
Yabancı Dil
İngilizce
Yayınlar

Science Citation Index (SCI) / Engineering Index (EI) Tarafından
Taranan Makaleler
1. D.Uygun, C.Ocak "Design, Analysis and Experimental Verification of an
Efficient 2 kW Permanent Magnet Synchronous Generator for WPAs ",
International Review of Electrical Engineering (IREE), Vol.8, N.2, MarchApril 2013, p.603-607.
2. İ. Tarımer, C. OCAK, “Performance Comparison of Internal and External
Rotor Structured Wind Generators Mounted from Same Permanent Magnets
183
on Same Geometry”, Electronics and Electrical Engineering. – Kaunas:
Technologija, 2009. – No. 4(92). – P. 65–70.
3. İ.Topaloğlu, C. OCAK, İ. Tarımer “ A Case Study of Getting Performance
Characteristics of a Salient Pole Synchronous Hydrogenerators”, Electronics
and Electrical Engineering. – Kaunas: Technologija, 2010. – No. 1(97). –
P. 57–61.
Uluslararası Konferans Bildirileri
1. Durmus Uygun, Cemil Ocak, Yucel Cetinceviz, Engin Demir and Yakup
Gungor; "CAD-Based Design, Analysis and Experimental Verification of an
Out-runner Permanent Magnet Synchronous Generator for Small Scale Wind
Turbines”, IEEE 11th International Conference on Environment and
Electrical Engineering, 18-25 May 2012, Venice, ITALY, pp.179-183.
2. Cemil Ocak, Durmus Uygun, Yucel Cetinceviz, Engin Demir and Yakup
Gungor; " Performance Aspects and Verifications of In-runner and Outrunner Permanent Magnet Synchronous Generator Designs of the Same
Magnet Structure for Low Speed Wind Systems”, IEEE 11th International
Conference on Environment and Electrical Engineering, 18-25 May 2012,
Venice, ITALY, pp.440-445.
3. D.Uygun, Y. Gungor, Y. Çetinceviz, C. OCAK, , "The Development of
GPRS Based Speed Regulator for DC Motor", 4th IEEE International
Conference on Power Engineering, Energy and Electrical Drives, 13 – 17
May 2013, Istanbul, Turkey.
4. R. Bayındır, C. OCAK, İ.Topaloğlu, “Investigation of the Effect of Magnet
Thickness on Output Power and Torque of PM BLDC Machines Using
Parametric Approach Method“, IEEE III International Conference on
Power Engineering, Energy and Electrical Drives, 11-13 May 2011,
Málaga, SPAIN.
5. R. Bayındır, İ.Topaloğlu, C. OCAK, “Investigation of the Effect of Magnet
Thickness on Motor Losses of PM BLDC Machines Using Parametric
Approach Method“, IEEE III International Conference on Power
184
Engineering, Energy and Electrical Drives, 11-13 May 2011, Málaga,
SPAIN.
Hobiler
Bilgisayar, Internet, Sinema, Yüzme.
Download