Yapay Arı Koloni Algoritması Kullanılarak Görüntü İyileştirme Yönteminin Geliştirilmesi

Transkript

1 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Yapay Arı Koloni Algoritması Kullanılarak Görüntü İyileştirme Yönteminin Geliştirilmesi Serkan ÖZTÜRK 1,, Nurullah ÖZTÜRK 2 1 Erciyes Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Bilgisayar Mühendisliği Bölümü, Kayseri 2 Amasya Üniversitesi, Gümüşhacıköy Hasan Duman Meslek Yüksek Okulu, Amasya ÖZ Başvuru: 22/04/2016 Kabul: 30/09/2016 Görüntü iyileştirme yöntemleri görüntüyü mevcut durumdan, istenilen amaca uygun olarak daha iyi duruma getirmek için kullanılmaktadır. Bu çalışmada dönüşüm fonksiyonu, histogram genişletme ve histogram eşleştirme yöntemleri birlikte uygulanarak yeni bir görüntü iyileştirme yöntemi önerilmiştir. Önerilen bu yöntemin başarısı yapay arı koloni algoritması kullanılarak geliştirilmiştir. Görüntülerin entropi değeri, kenar piksel sayısı ve piksellerin yoğunluğu objektif değerlendirme kriteri olarak kullanılmıştır. Önerilen yapay arı koloni algoritması temelli yöntemin başarısı klasik yöntemlerden histogram genişletme, histogram eşitleme, bi-histogram eşitleme ve dönüşüm fonksiyonu ile ve sezgisel yöntemlerden genetik, diferansiyel gelişim ve parçacık sürü optimizasyon algoritmaları ile karşılaştırılmıştır. Deneysel sonuçlar önerilen yöntem kullanılarak iyileştirilen görüntülerin diğer yöntemler ile iyileştirilen görüntülerden daha yüksek görsel ve bilgi kalitesine sahip olduğunu göstermiştir. Anahtar Kelimeler: Görüntü iyileştirme, histogram eşleştirme, histogram genişletme, yapay arı koloni algoritması ABSTRACT Image enhancement methods are used to process an image so that the result is more suitable than the original image for a specific application. In this paper by combining transform function, histogram stretching and histogram matching a novel image enhancement method is proposed. The performance of the proposed method has been improved by using artificial bee colony algorithm. The image entropy, the number of edge pixels and the intensity of the pixels are used as an objective criterion function. The performance of the proposed artificial bee colony algorithm based method has been compared with the classical techniques such as histogram stretching, histogram equalization, bi-histogram equalization and intensity transformation methods and with the heuristic techniques such as genetic, differential evolution and particle swarm optimization algorithms. Experimental results demonstrate that the images enhanced using by the proposed method have higher visual and the informational quality than the other methods. Keywords: Image enhancement, histogram matching, histogram stretching, artificial bee colony algorithm İletişim yazarı, serkan@erciyes.edu.tr

2 174 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Görüntü iyileştirme, bir görüntüde oluşabilen bozulmaları azaltma veya tamamen yok etme ya da görüntünün mevcut halinden belirli bir amaca yönelik olarak daha iyi bir duruma getirilmesi çalışmalarını kapsayan önemli konulardan biridir. Görüntüler üzerinde birçok farklı sebepten dolayı bozulmalar meydana gelebilir. Görüntünün çözünürlüğünü etkileyen bozulmalar bunlardan bir tanesidir. Görüntünün çözünürlüğü sensörün fiziksel karakteristik özelliklerine, merceğe, yoğunluğa ve detektör elementlerin tepkilerine bağlıdır. Sensörün iyileştirilmesi, geliştirilmesi ya da değiştirilmesi ile çözünürlük artırılabilir. Fakat her uygulama için bu durum söz konusu olmayabilir [1]. Ayrıca gürültünün eklenmesiyle görüntü daha da karmaşık duruma gelebilir. Bozulmaya uğramış ve gürültülü görüntüyü orijinale en yakın hale getirmek görüntü iyileştirme yöntemlerinin amacıdır [2]. Görüntü iyileştirme için birçok yöntem geliştirilmiştir. Kontrast ve parlaklığın ayarlanmasında kullanılan yöntemler, görüntüdeki bazı ayrıntıların ortaya çıkmasını, görüntünün kolay anlaşılmasını ve değerlendirilmesini sağlar. Histogram genişletme ve histogram eşitleme kontrast ve parlaklığı ayarlamak için kullanılan en temel yöntemlerdir. Histogram genişletme, görüntünün istenilen kontrast ve parlaklığa sahip olabilmesi için giriş görüntüsünün piksel değerlerine, amaca yönelik olarak bazı parametreler uygular. Histogram eşitleme ise histogram genişletme yöntemine benzer bir sonuç verir. Fakat genel olarak görsel açıdan daha belirgin sonuçlar üretmektedir. Histogram eşitleme giriş görüntüsünün piksel değerlerinde uygun değişimler gerçekleştirerek, çıkış görüntüsünde her bir piksel değerlerine karşılık piksel sayısının eşitlenmesini sağlar [3,4]. Histogram genişletme yöntemi sonucunda giriş görüntüsünün histogramının genel halini korunur. Histogram eşitleme yönteminde ise giriş görüntüsünün histogram değerleri mümkün olabildiğince eşit dağılmaktadır. Bu yöntemlerin uygulanması hem kolay hem de hızlı sonuç vermektedir. Fakat bu yöntemler çoğu görüntü üzerinde yapay parlaklık veya düşük kontrastlık oluşturabilmektedir. Görüntünün ortalama parlaklığını koruyarak histogram eşitleme yönteminin uygulanması bi-histogram eşitleme yöntemi olarak önerilmiştir [5]. Fakat bu yöntem, aşırı parlak veya düşük kontrastlı görüntülerde etkili iyileştirme sağlayamamaktadır. Histogram eşitleme yönteminin amacı histogram değerlerini eşit olarak dağıtmaktır. Bu değerlerin sabit olmasından dolayı, histogram eşitleme ile her zaman istenilen iyileşme elde edilememektedir. Bu nedenle beklenilen iyileşmenin elde edilebilmesi için yeni histogram değerlerine ihtiyaç vardır. Histogram eşleştirme yöntemi, bir histogram değerleri tanımlandıktan sonra bu histogram değerleriyle giriş görüntüsünün histogram değerlerinin haritalanması için gerekli işlemlerin uygulanmasıdır [3]. Bu yöntem sayesinde görüntüler üzerinde daha etkili iyileşmeler elde edilebilmektedir. Cho ve arkadaşları 2014 te histogram eşitleme ve histogram eşleştirme yöntemlerini birlikte kullanarak görüntü iyileştirme yöntemi önermişlerdir [6]. Histogram eşitleme yönteminin görüntüler üzerinde yapay etkiler oluşturabildiğini göz önünde bulundurarak histogram eşleştirme yöntemi ile görüntü iyileştirmesi gerçekleştirmişlerdir. Ting ve arkadaşları 2015 de renkli görüntüler üzerinde histogram eşitleme yöntemini temel alan iyileştirme yöntemi önermişlerdir [7]. Gupta ve Tiwari 2015 de gamma düzeltmesi ile renkli görüntüler üzerinde minimum ortalama parlaklık hatasını kullanan görüntü iyileştirme yöntemi önermişlerdir [8]. Jenifer ve arkadaşları 2016 da görüntüler üzerinde parlaklığın korunmasını göz önünde bulundurarak histogram eşitleme yöntemi ile görüntü iyileştirme yöntemi uygulamışlardır [9]. Kim ve arkadaşları 2016 da dalgacık uzayında renkli görüntü iyileştirme yöntemi önermişlerdir [10]. Son zamanlarda optimizasyon algoritmaları uygulanarak etkili görüntü iyileştirme çalışmaları yapılmaktadır. Poli ve Cagnoni 1997 de global kontrast iyileştirme tekniği üzerinde genetik programlama uygulayarak renkli görüntülerde insansız değerlendirme gerçekleştirmişlerdir [11]. Fakat bu çalışmada iyileştirme üzerinde tanımlanmış belirgin bir kriterin olmaması bu yöntem için dezavantaj oluşturmaktadır. Munteanu ve Lazarescu 1999 da gerçek genetik algoritma kodunu görüntü iyileştirme yöntemlerine uygulamışlardır [12]. Bu çalışmada her görüntü için ayrı değerlendirme kriteri kullanmışlardır. Böylece öznel bir iyileşme sağlanmıştır. Saitoh 1999 da genetik algoritmayı kontrast iyileştirme yöntemlerine uygulamıştır. Saitoh görüntünün kenar sayısının arttırılmasının görüntü üzerinde bir iyileşme sağladığını önermiş ve bu sayede objektif bir değerlendirme kriteriyle iyileşme elde etmiştir [13]. Fakat sadece kenar sayısının artmış olması görüntüde bir iyileşme anlamına gelmemektedir. Bu çalışmada bazı görüntüler için kenar sayısı artarken görsel anlamda bozulmaların olması göz ardı edilmiştir. Munteanu ve Rosa 2000 de genetik algoritmayı gri seviye görüntülerde dönüşüm fonksiyonu üzerine uygulayarak görüntü iyileştirme çalışması yapmışlardır. Görüntünün sobel değeri, entropi değeri ve kenar sayısının çarpımıyla objektif bir değerlendirme kriteri sağlamışlardır [14]. Gorai ve Ghosh 2009 yılında dönüşüm fonksiyonunu parçacık sürü optimizasyon algoritmasıyla gerçekleştirmişlerdir [15]. Draa ve Boaziz 2014 de yapay arı koloni algoritmasını [16], Sarangi ve arkadaşları 2014 yılında diferansiyel gelişim algoritmasını [17] dönüşüm fonksiyonu üzerine uygulamışlardır. Draa ve Boaziz bu çalışmada kullanılan dönüşüm fonksiyonunun görüntülerde bozulmalara neden olduğunu açıklamışlar ve önerdikleri gri seviye haritalama yöntemi ile dönüşüm fonksiyonunun sonuçlarını karşılaştırmışlardır. Bu çalışmada dönüşüm fonksiyonu, histogram genişletme ve histogram eşleştirme birlikte kullanılarak görüntü iyileştirme yöntemi önerilmiştir. Bu yöntemde, görüntü üzerine önce dönüşüm fonksiyonu uygulanmıştır. Sonra oluşan bu görüntü üzerine histogram genişletme uygulanarak ayrıntılar ortaya çıkarılmıştır. Daha sonra oluşan bu son görüntünün histogram değerleri kullanılarak giriş görüntüsüne histogram eşleştirme uygulanmıştır. Dönüşüm fonksiyonu sonucu görüntülerde oluşan bulanıklık ve bozulmalar önerilen yöntemdeki histogram eşleştirme ile ortadan kaldırılmıştır. Ayrıca görüntüler üzerinde doğal kontrast iyileşmesi de elde edilmiştir. Kullanılan dönüşüm fonksiyonunun parametreleri yapay arı koloni algoritması [18] kullanılarak optimize edilmiştir. Değerlendirme kriteri olarak görüntülerin entropi değeri, kenar piksel sayısı ve piksellerin yoğunluğu birlikte kullanılmıştır. Böylece objektif değerlendirme elde edilmiştir. Önerilen yapay arı koloni algoritması temelli yöntemin sonuçları klasik

3 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK 175 görüntü iyileştirme yöntemlerinden histogram genişletme, histogram eşitleme, bi-histogram eşitleme ve dönüşüm fonksiyonu ile ve sezgisel yöntemlerden genetik [19], diferansiyel gelişim [20] ve parçacık sürü optimizasyon [21] algoritmaları ile karşılaştırılmıştır. 2. YAPAY ARI KOLONİ ALGORİTMASI Yapay arı koloni algoritması (YAKA) arıların besin arama davranışlarını modelleyerek oluşturulmuş bir sürü zekâsına dayalı algoritmadır. Arılar yiyecek arama davranışlarını merkezi bir yönetim mekanizması olmadan kendi kendilerine organize olup aralarında bir iş bölümü yaparak gerçekleştirirler. Algoritmada görevli arıların sayısı toplam yiyecek kaynağına eşittir. Koloninin yarısı işçi arılar yarısı da gözcü arılar olarak seçilmektedir. Görevli arı kaynaktaki besin miktarı bitince yani problem için limit değerine ulaşılınca kâşif arı olmaktadır. Görevli arılar yiyecek ararken herhangi bir ön bilgi kullanmamakta, tamamen rastgele araştırma yapmaktadırlar. Arı kolonilerinin besin kaynaklarının konumları problemin muhtemel çözümlerine, besin miktarı ise çözümün kalitesine karşılık gelmektedir. YAKA algoritması en fazla besine sahip kaynağın yerini bulmaya çalışarak arama uzayındaki çözümlerden problemin minimumunu ya da maksimumunu veren çözümü bulmaya çalışmaktadır [22]. YAKA algoritmasının adımları: Başlangıç besin kaynak bölgelerinin rastgele üretilmesi TEKRAR_ET o Görevli arıları besin kaynağına gönder o Olasılıksal seleksiyon için görevli arılardan gelen besin kalite değerlerini hesapla o Gözcü arıları hesaplanan olasılık değerlerine göre seçtikleri yiyecek kaynağına gönder o Kaynaktan ayrılma kriteri ve kâşif arı üretilmesi çevrim sayısı KADAR Başlangıçta yiyecek kaynağı bölgelerinin üretilmesi için kâşif arılar rastgele yiyecek aramaya başlarlar: x ij = x j min + rand(0,1)(x j max x j min ) (1) Algoritmada rastgele yiyecek kaynakları x ij dir. i yiyecek kaynağının sayısı j ise optimize edilecek parametre sayısıdır. x j max ve x j min sırasıyla j. sıradaki parametrenin üst ve alt sınırlarıdır. Kaynağı bulan kâşif arı artık görevli arı haline gelir ve kovana besin götürmeye başlar. Algoritmanın her adımında her görevli arı kendisi için tanımlanan yiyecek kaynağına ve onun komşuluğunda üretilen yeni yiyecek kaynağına giderek besin bilgisini elde eder. Yeni yiyecek kaynağının besin miktarıyla mevcut bilgisini karşılaştırır ve iyi olanı hafızada tutar. Yeni yiyecek kaynağı belirlenirken aşağıdaki denklem kullanılır: v ij = x ij + ϕ ij (x ij x kj ) (2) Burada x i, o andaki görevli arının seçmiş olduğu çözümü, v i ise x i in komşuluğunda bulunan yeni bir çözümü ifade eder. k değeri [1, SN] aralığında rastgele seçilen komşu çözümdür ve x i den farklı olmalıdır. j değeri [1, D] aralığında seçilen rastgele bir tam sayıdır. ϕ ij ise [-1, 1] aralığında rastgele seçilmiş bir değerdir [22]. Görevli arıların kovana gelerek bilgi aktardığı gözcü arılar, bu bilgilerden yararlanarak yiyecek kaynaklarının besin miktarıyla orantılı bir olasılıkla kaynak seçerler. P i = fit i (3) SN n=1 fit i Burada, P i yiyecek kaynağının seçilme olasılığı, fit i ise yiyecek kaynağının kalitesidir. Kaynağın kalitesiyle seçilme olasılığı doğru orantılıdır. Yeni besin kaynaklarının kalitesi belirlendikten sonra hırslı yaklaşımı uygulanır. Bu süreç tüm gözcü arılar yiyecek kaynağı bölgelerine gönderilene kadar devam eder. Algoritmanın bir çevrim sonunda tüm görevli ve gözcü arıların arama süreçlerinin tamamlanmasından sonra çözüm geliştirememe sayaçları (failure(i)) kontrol edilir. failure(i) > limit (4) ise kaynakta çözüm araması biter ve görevli arılar yeni çözüm bulmak için kaşif arı olurlar ve rastgele çözüm arama süreci başlar. 3. ÖNERİLEN GÖRÜNTÜ İYİLEŞTİRME YÖNTEMİ Literatürde görüntü iyileştirmede birçok yöntem kullanılmaktadır. Histogram eşitleme, histogram genişletme ve dönüşüm fonksiyonu en temel kullanılan yöntemlerdir. Histogram genişletme, istenilen amaca yönelik histogram dağılımını yaymak için kullanılmaktadır. Histogram eşitleme eşit histogram dağılımları sağlamak amacıyla uygulanır. Fakat bu yöntemler her durumda etkili bir iyileşme sağlayamamaktadır ve yapay kontrastlık oluşturarak görüntüler üzerinde bozulmalar meydana getirebilmektedir. Benzer şekilde dönüşüm fonksiyonu da görüntülerde etkili iyileşmeler sağlayamamakta, bölgesel bozulmalara ve bulanıklaşma etkisine sebep olabilmektedir. Görüntü iyileştirmede kullanılan bu yöntemlerin olumsuz etkilerini yok ederek etkin bir iyileşme ortaya koyabilmek amacıyla YAKA temelli görüntü iyileştirme yöntemi geliştirilmiştir. Önerilen bu yöntemin akış diyagramı Şekil 1 de verilmiştir. Bu yöntemde, görüntü üzerine önce dönüşüm fonksiyonu uygulanmaktadır. Sonra oluşan bu görüntü üzerine histogram genişletme uygulanarak ayrıntılar ortaya çıkarılmaktadır. Daha sonra oluşan bu son görüntünün histogram değerleri ile giriş görüntüsüne histogram eşleştirme uygulanarak etkili iyileştirme sağlanmaktadır. Böylece iyileştirilmiş görüntülerde doğal kontrastlık elde edilmektedir. Görüntü iyileştirmenin en temel ifadesi aşağıdaki gibi tanımlanır: g(x, y) = T[f(x, y)] (5) Burada f(x, y) giriş görüntüsünü, g(x, y) çıkış görüntüsünü ifade etmektedir. T ise (x, y) noktasının komşuluğunda tanımlanmış f e uygulanan işlemdir.

4 176 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK Giriş Görüntüsü I Giriş Dönüşüm İşlemi I Dönüşüm Histogram Genişletme I HG Histogram Eşleştirme (I Giriş, map IHG ) YAKA işlemi Çıkış Görüntüsü I Çıkış Şekil 1: Önerilen yöntemin akış diyagramı Literatüre kontrast ve parlaklığın ayarlanması için tanımlanan dönüşüm fonksiyonu, giriş görüntüsündeki her bir piksel için bu pikselin komşuluklarını işleme alarak yeni bir piksel değeri hesaplamaktadır. Gri ton görüntülerde kullanılan dönüşüm fonksiyonu aşağıdaki gibidir [14-17]: g(i, j) = K(i, j) [f(i, j) c m(i, j)] + m(i, j) a (6) Bu dönüşüm fonksiyonunda f(i, j) giriş görüntünün (i, j) piksel değerini, g(i, j) ise iyileşmiş görüntünün (i, j) piksel değerini ifade etmektedir. m(i, j) ifadesi, belirli bir bölge içerisinde yerel ortalama değeridir ve aşağıdaki denkleme göre hesaplanır: n 1 n 1 m(i, j) = 1 f(x, y) nxn x=0 y=0 (7) Burada, n n değeri yerel bölge alanını ifade etmektedir. m(i, j), 3 3, 5 5 gibi alanlar içerisindeki piksellerin ortalama değeridir. Denklem (6) ifadesindeki K(i, j) iyileştirme fonksiyonu olarak bilinmektedir. Bu iyileştirme fonksiyonu aşağıdaki denkleme göre hesaplanır: k D K(i, j) = φ(i, j) + b (8) Buradaki D ifadesi tüm görüntü alanı için hesaplanmış küresel ortalama değeridir. Bu ifade aşağıdaki denkleme göre hesaplanır: D = 1 M N M 1 N 1 f(i, j) i=0 j=0 (9) Buradaki M ve N, görüntünün boyutlarını, f(i, j) ise görüntünün (i, j) piksel değerini ifade etmektedir. φ(i, j) ifadesi ise bölgesel standart sapma değeridir. Bu ifade aşağıdaki denkleme göre hesaplanır: n 1 n 1 φ(i, j) = 1 (f(x, y) m(i, j))2 n n x=0 y=0 (10) Bu denklemdeki n n, yerel standart sapma için kullanılacak alanı, f(x, y), iyileştirme uygulanan görüntünün orijinal piksel değerini, m(i, j) ise denklem (7) de hesaplanmış olan yerel alanın ortalama değerini ifade etmektedir. Bu tanımlanan dönüşüm fonksiyonun açık ifade biçimi aşağıdaki gibidir: k D g(i, j) = [f(i, j) c m(i, j)] φ(i, j) + b + m(i, j) a (11) Denklem (11) deki a, b, c ve k dört farklı parametre değerleridir. Önerilen yöntemde yapay arı koloni algoritması dönüşüm fonksiyonun bu 4 parametre değerlerini optimize etmek amacıyla uygulanmaktadır.

5 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK 177 Dönüşüm fonksiyonunun uygulanma ifadesi aşağıdaki gibidir: I T = T(I G ) (12) Burada I G, giriş görüntüsü, T, denklem (11) deki dönüşüm fonksiyonu ve I T ise denklem (11) uygulanmış görüntüdür. Dönüşüm fonksiyonu sonucu oluşan I T görüntüsü görsel olarak değerlendirildiğinde her zaman iyi sonuç vermemektedir. Görüntünün bazı bölgelerinde aşırı parlama veya görüntü üzerinde karanlıkta kalan bölgeler meydana gelebilmektedir. Bu yüzden görüntüdeki bazı ayrıntılar kaybolabilmektedir. Bu ayrıntıları ortaya çıkarabilmek ve görüntünün histogram dağılımını düzenlemek amacıyla dönüşüm fonksiyon sonucu oluşan görüntüye histogram genişletme uygulanmaktadır. Böylece görüntünün histogram dağılımı aralığına yayılmaktadır. Histogram genişletme uygulamasına göre: I HG = HG(I T ) (13) Burada I T, dönüşüm fonksiyonu uygulanmış görüntü, HG, histogram genişletme işlemi ve I HG ise histogramı genişletilmiş görüntüdür [3]. İyileştirilmiş görüntüde doğal kontrastlık elde edebilmek için histogramı genişletilmiş görüntünün histogram değerleri ile giriş görüntüsüne histogram eşleştirme uygulanmaktadır. Histogram eşleştirme yöntemine göre: I HE = HE(map, I G ) (14) Burada I G, başlangıçtaki giriş görüntüsü, map, dönüşüm fonksiyonu ve histogram genişletme uygulanmış görüntünün histogram haritası, I HE ise histogram eşleştirilmiş görüntüdür. Kullanılan dönüşüm fonksiyonunun a, b, c ve k parametre değerlerinin optimizasyonu YAKA ile gerçekleştirilmiştir. Önerilen yöntemin adımlarını aşağıdaki gibidir: 1. Kullanılan dönüşüm fonksiyonun a, b, c ve k değerlerini rastgele üret, 2. Giriş görüntüsünün ortalama değerini (D), 3 3 bölgesel alanlar içerisinde standart sapma değerini ( φ(x, y)) ve ortalama değerini (m(x, y)) hesapla ve giriş görüntüsüne dönüşüm fonksiyonu uygula, 3. Oluşan yeni görüntüye piksel aralığı olacak şekilde histogram genişletme uygula, 4. Orijinal giriş görüntüsüne histogram genişletilmiş görüntünün piksel değerlerini kullanarak histogram eşleştirme uygula, 5. YAKA kullanarak a, b, c ve k parametrelerini optimize et, 6. İyileştirme kriteri elde edilene kadar 2-5 adımlarını tekrarla. 4. DENEYSEL DEĞERLENDİRME Önerilen yöntem sonucu iyileştirilen görüntülerin kalitesini ölçmek için objektif değerlendirme kriteri kullanılmıştır [16]. Görüntülerin entropi değeri, kenar piksel sayısı ve piksellerin yoğunluğunu (sobel değerini) göz önünde bulunduran bu değerlendirme kriteri, F(x), aşağıdaki gibi ifade edilmektedir: F(x) = log(log(e(i(x)))) n kenar (I(x)) H(I(x)) (15) M N Burada, H(I(x)) görüntünün entropi değerini, n kenar (I(x)) görüntüdeki kenar piksel sayısını ve E(I(x)) ise görüntünün sobel değerini göstermektedir. M ve N ise görüntünün boyutlarıdır. Dönüşüm fonksiyonundaki a, b, c ve k parametrelerinin değer aralıkları daha önceki çalışmalar göz önünde bulundurularak a ϵ [0,1.5], b ϵ [0,0.5], c ϵ [0,1] ve k ϵ [0.5,1.5] olarak belirlenmiştir [14-17]. Önerilen yöntemde YAKA için başlangıç popülasyonu dönüşüm fonksiyonundaki parametrelere belirlenen aralıklarda rastgele sayılar atanarak oluşturulmuştur. Denklem (15) YAKA için değerlendirme kriteri olarak kullanılmıştır. Koloni büyüklüğü 30 ve jenerasyon sayısı 40 olarak belirlenmiştir [18]. YAKA nın kontrol parametresinin etkisini değerlendirmek için Şekil 3(a) daki boyutundaki Lady görüntüsü kullanılmıştır. Farklı limit parametreleri için algoritmanın 30 kez çalıştırılması sonucunda elde edilen değerlendirme kriterinin ortalama ve standart sapma sonuçları Tablo 1 de verilmiştir. Tablo incelendiğinde limit değeri 20 için algoritmanın daha iyi başarım elde ettiği görülmüştür. Tablo 1. Farklı limit parametreleri için YAKA nın değerlendirme sonuçları Limit F ort F std 5 0, , , , , , , , , , Sezgisel yöntemlerden genetik algoritma (GA) [19], diferansiyel gelişim algoritması (DGA) [20] ve parçacık sürü optimizasyon algoritmasının (PSOA) [21] önerilen yöntem ile karşılaştırılmasını yapmak için Şekil 3(a) daki Lady görüntüsü kullanılmıştır. Algoritmalar için populasyon büyüklüğü ve jenerasyon sayısı 40 olarak belirlenmiştir. Algoritmalar farklı kontrol parametreleri için 30 ar kez çalıştırılmıştır. GA ile farklı çaprazlama oranları için elde edilen değerlendirme kriterinin ortalama ve standart sapma sonuçları Tablo 2 de verilmiştir. Tablo incelendiğinde çaprazlama oranı 0.3 için en iyi sonucun elde edildiği görülmüştür. Tablo 2. Farklı çaprazlama oranı için GA nın değerlendirme sonuçları Çaprazlama Oranı F ort F std 0.1 0,6743 0, ,6808 0, ,6661 0, ,6505 0, ,5894 0,0092 Tablo 3 de DGA ile Tablo 4 de ise PSOA ile farklı kontrol parametre değerleri için elde edilen değerlendirme kriterinin ortalama ve standart sapma sonuçları verilmiştir. Tablo 3 incelendiğinde çaprazlama oranı ve ölçekleme faktörünün değerleri büyürken DGA nın başarısının arttığı görülmektedir. Tablo 4 e göre hızlandırma sabitleri 1.2 ve başlangıç ağırlık sabiti 0.9 için PSOA nın daha iyi başarım elde ettiği görülmüştür.

6 178 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK Tablo 3. Farklı çaprazlama oranı ve ölçekleme faktörü için DGA nın değerlendirme sonuçları Çaprazlama Oranı 0,1 0,3 0,5 0,7 0,9 Ölçekleme Faktörü F ort F std F ort F std F ort F std F ort F std F ort F std 0.1 0,5437 0,0092 0,5510 0,0055 0,5553 0,0064 0,5539 0,0055 0,5544 0, ,5546 0,0048 0,5548 0,0062 0,5562 0,0062 0,5625 0,0117 0,5587 0, ,5563 0,0044 0,5539 0,0049 0,5681 0,0254 0,5707 0,0325 0,5703 0, ,5639 0,0071 0,5688 0,0340 0,5738 0,0390 0,5958 0,0562 0,5859 0, ,5715 0,0332 0,5786 0,0438 0,5883 0,0433 0,5896 0,0462 0,6069 0,0539 Tablo 4. Farklı hızlandırma sabitleri ve başlangıç ağırlık sabiti için PSOA nın değerlendirme sonuçları Hızlandırma Sabitleri 1,2 1,4 1,6 1,8 Başlangıç Ağırlık F ort F std F ort F std F ort F std F ort F std Sabiti 0.1 0,5794 0,0327 0,5665 0,0117 0,5656 0,0126 0,5711 0, ,5791 0,0340 0,5838 0,0386 0,5723 0,0215 0,5805 0, ,5652 0,0106 0,5875 0,0412 0,5704 0,0298 0,5783 0, ,5960 0,0600 0,6039 0,0583 0,5783 0,0390 0,5968 0, ,6254 0,0736 0,6167 0,0625 0,6188 0,0730 0,6220 0, ,6598 0,0702 0,6471 0,0561 0,6115 0,0587 0,6246 0, ,6421 0,0704 0,6365 0,0661 0,6180 0,0596 0,6286 0, ,6570 0,0621 0,6464 0,0674 0,6464 0,0684 0,6307 0, ,6641 0,0588 0,6548 0,0617 0,6508 0,0594 0,6446 0,0561 Tablo1-4 deki değerlendirme kriteri sonuçlarına göre farklı kontrol parametreleri için sezgisel algoritmalar karşılaştırıldığında en yüksek başarımın YAKA ile elde edildiği görülmüştür. Tablolardaki en yüksek başarımların elde edildiği kontrol parametreleri için algoritmaların yakınsama grafiği Şekil 2 de verilmiştir. GA, DGA ve PSOA ile karşılaştırıldığında YAKA etkili bir yakınsama göstermiştir. Tablo 5 de algoritmalarının çalışma sürelerinin ortalama ve standart sapma sonuçları verilmiştir. Uygulamalar Intel Xeon X GHz işlemci ve 16 Ram özelliklerine sahip MATLAB R2014b üzerinde gerçekleştirilmiştir. Ortalama çalışma süreleri incelendiğinde algoritmalar içerisinde YAKA nın en hızlı GA nın ise en yavaş olduğu görülmektedir. Şekil 2. Sezgisel Algoritmalarının Yakınsama Grafiği Tablo 5. Sezgisel algoritmalarının çalışma süreleri Çalışma Süreleri Standart sapma Ortalama (sn) (sn) YAKA 353,536 sn sn GA 2668,302 sn sn PSO 774,666 sn sn DGA 799,486 sn sn boyutundaki Lady (lady.tif), boyutundaki Kalabalık (crowd.tif), boyutundaki Ördek (duck.tif) ve boyutundaki Uçak (jetplane.tif) görüntüleri için YAKA temelli önerilen yöntemin sonuçları klasik yöntemlerden histogram genişletme, histogram eşitleme, bi-histogram eşitleme ve dönüşüm fonksiyonu ile ve sezgisel yöntemlerden GA, DGA ve PSOA ile karşılaştırılmıştır. Karşılaştırma sonuçları Şekil 3-6 arasında verilmiştir. Dönüşüm fonksiyonunun parametreleri YAKA kullanılarak belirlenmiştir [16]. Histogram eşitleme yöntemi Lady ve Kalabalık görüntüleri üzerinde aşırı parlaklık oluşturmuştur. Ördek görüntüsü üzerinde bir iyileşme sağlarken Uçak görüntüsünde ise bölgesel karanlık alanlar meydana getirmiştir. Histogram genişletme yöntemi Lady, Ördek ve Uçak görüntüsünde başarı elde edememiştir. Fakat bu yöntem Kalabalık görüntüsü üzerinde iyileşme sağlamıştır. Bi histogram eşitleme yöntemi Lady görüntüsünün pencere ve saç bölgelerinde aşırı parlaklık oluştururken yüz ve kıyafet bölgelerinde ayrıntıların kaybolmasına sebep olmuştur. Bu yöntem Uçak görüntüsünün bulutlar ve dağ yamaç bölgelerinde, ördek görüntüsünün ise zemin ve tüy bölgelerinde benzer etkiler oluşturmuştur. Kalabalık görüntüsünde ise bu yöntem ile bir iyileşme sağlanmıştır. Dönüşüm fonksiyonu görüntülerde bozulmalara sebep olmuştur. Sezgisel algoritmalar ile tüm görüntüler

7 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK 179 üzerinde etkili bir iyileşme elde edilmiştir. Şekiller incelendiğinde doğal kontrast iyileşmenin YAKA temelli önerilen yöntem ile elde edildiği görüşmüştür. a b c d e f g h ı Şekil 3. (a) Lady görüntüsü, (b) histogram eşitleme uygulanmış görüntü, (c) histogram genişletme uygulanmış görüntü, (d) bi-histogram eşitleme uygulanmış görüntü, (e) dönüşüm fonksiyonu uygulanmış görüntü, (f) GA uygulanmış görüntü, (g) DGA uygulanmış görüntü, (h) PSOA uygulanmış görüntü, (ı) YAKA temelli önerilen yöntem uygulanmış görüntü. a b c

8 180 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK d e f ı g h Şekil 4. (a) Kalabalık görüntüsü, (b) histogram eşitleme uygulanmış görüntü, (c) histogram genişletme uygulanmış görüntü, (d) bi-histogram eşitleme uygulanmış görüntü, (e) dönüşüm fonksiyonu uygulanmış görüntü, (f) GA uygulanmış görüntü, (g) DGA uygulanmış görüntü, (h) PSOA uygulanmış görüntü, (ı) YAKA temelli önerilen yöntem uygulanmış görüntü. a b c

9 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK 181 d e f g h ı Şekil 5. (a) Ördek görüntüsü, (b) histogram eşitleme uygulanmış görüntü, (c) histogram genişletme uygulanmış görüntü, (d) bi-histogram eşitleme uygulanmış görüntü, (e) dönüşüm fonksiyonu uygulanmış görüntü, (f) GA uygulanmış görüntü, (g) DGA uygulanmış görüntü, (h) PSOA uygulanmış görüntü, (ı) YAKA temelli önerilen yöntem uygulanmış görüntü. a b c

10 182 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK d e f g h ı Şekil 6. (a) Uçak görüntüsü, (b) histogram eşitleme uygulanmış görüntü, (c) histogram genişletme uygulanmış görüntü, (d) bi-histogram eşitleme uygulanmış görüntü, (e) dönüşüm fonksiyonu uygulanmış görüntü, (f) GA uygulanmış görüntü, (g) DGA uygulanmış görüntü, (h) PSOA uygulanmış görüntü, (ı) YAKA temelli önerilen yöntem uygulanmış görüntü. Karşılaştırmada kullanılan yöntemlerin objektif değerlendirme sonuçları Tablo 6 da verilmiştir. YAKA temelli önerilen yöntem ile iyileştirilen görüntülerin, dönüşüm fonksiyonu hariç, diğer yöntemlerden daha yüksek bilgi kalitesine sahip olduğunu görülmektedir. Giriş Görün. Hist. Eşitle. Tablo 6. Objektif değerlendirme sonuçları Hist. Bi-Hist Dönüş. Genişl. Eşitle. Fonk. GA DGA PSOA YAKA Lady Görüntüsü Kalabalık Görüntüsü Ördek Görüntüsü Uçak Görüntüsü Görüntü iyileştirme yöntemlerinin görsel ve objektif değerlendirme sonuçları birlikte ele alındığında histogram eşitleme yöntemi görüntüler üzerinde görsel olarak bozulmalar meydana getirirken, bilgi kalitesi açısından da başarım elde edememiştir. Histogram genişletme yöntemi görsel olarak Kalabalık görüntüsünde bir iyileştirme sağlarken objektif değerlendirme açısından bir iyileştirme sağlayamamıştır. Bi-histogram eşitleme yöntemi kalabalık ve ördek görüntülerinde bilgi kalitesi açısından iyileşme sağlarken sadece kalabalık görüntüsünde görsel iyileşme elde etmiştir. Dönüşüm fonksiyonunun objektif değerlendirme sonuçları başarı elde ederken, görsel açıdan görüntülerde tamamen bozulmalar meydana gelmiştir. Sezgisel algoritmaların ise hem görsel hem de objektif değerlendirme açısından görüntülerde etkili iyileştirme sağladıkları görülmüştür. 5. SONUÇLAR Bu çalışmada görüntü iyileştirme tekniklerinden dönüşüm fonksiyonu, histogram genişletme ve histogram eşleştirme birlikte kullanılarak yeni bir yöntem önerilmiştir. Kullanılan dönüşüm fonksiyonunun parametreleri YAKA ile optimize edilerek bu yöntemin başarısı artırılmıştır. Önerilen yöntemin sonuçları klasik yöntemlerden histogram genişletme, histogram eşitleme, bi-histogram eşitleme ve dönüşüm fonksiyonu ile sezgisel yöntemlerden ise GA, DGA ve PSOA ile karşılaştırılmıştır. Histogram genişletme, histogram

11 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Serkan ÖZTÜRK, Nurullah ÖZTÜRK 183 eşitleme, bi-histogram eşitleme ve dönüşüm fonksiyonu yöntemleri aynı görüntüler üzerinde farklı etkiler göstermişlerdir. Histogram eşitleme yöntemi görüntüler üzerinde parlaklık veya düşük kontrastlık oluşturmuştur. Histogram genişletme yöntemi bütün görüntüler üzerinde etkili iyileşme sağlayamamıştır. Bi-histogram eşitleme yöntemi ortalama parlaklığı koruduğu için görüntüdeki ayrıntıları net belirginleştirememiştir. Dönüşüm fonksiyonu ise görüntülerin iyileşmesinde bir başarım elde edememiştir. Sezgisel algoritmalar ise hem görsel hem de bilgi kalitesi açısından görüntülerde etkili iyileşme sağlamışlardır. Önerilen YAKA temelli yöntemde histogram eşleştirme, histogram genişletme ve dönüşüm fonksiyonunun birlikte kullanılması tek bir yöntemin oluşturduğu olumsuz etkileri ortadan kaldırmıştır. Ayrıca önerilen yöntem görüntüler üzerinde doğal kontrast ve parlaklık ayarlaması yaparak etkili bir iyileştirme sağlamıştır. KAYNAKLAR [1] Irani, M., Peleg, S., Improving resolution by image registration, CVGIP: Graphical Models and Image Processing, 53(3): [2] Katsaggelos, A. K., Biemond, J., A general formulation of constrained iterative restoration algorithms, Acoustics, pp Speech and Signal Processing, IEEE International Conference on ICASSP, May, 1985, Florida. [3] Gonzalez R. C., Woods R. E., Digital Image Processing, Third Edition. Prentice Hall, United States, 976 pp. [4] Raju, A., Dwarakish, G.S., Venkat Reddy, D., A comparitive analysis of histogram equalization based techniques for contrast enhancement and brightness preserving, pp International Journal of Signal Process. Image Processing Pattern Recognition [5] Kim, Y.T., Contrast enhancement using brightness preserving bi-histogram equalization, pp. 1-8 IEEE Trans. Consum. Electron. 43 (1), [6] Cho, W., Seo, S., You, J., Kang, S., Enhancement Technique of Image Contrast using New Histogram Transformation, pp Journal of Computer and Communications. [7] Ting, C., Wu, B., Chung, M., Chiu, C., Wu, Y., Visual Contrast Enhancement Algorithm Based on Histogram Equalization pp Sensors. [8] Gupta, B., Tiwari, M., Minimum mean brightness error contrast enhancement of colorimages using adaptive gamma correction with color preservingframework, pp Optik [10] Kim, S., Jeon, J., Eom, K., Image contrast enhancement using entropy scaling in wavelet domain, pp. 1-11, Signal Processing [11] Poli, R., Cagnoni, S., Genetic programming with user-driven selection: experiments on the evolution of algorithms for image enhancement, pp Genetic Programming Proceedings of the Second Annual Conference, July 13-16, 1997, Stanford University. San Francisco. [12] Munteanu, C., Lazarescu, V., Evolutionary contrast stretching and detail enhancement of satellite images, pp Proceedings of MENDEL 99, June 9-12,1999, Czech Republıc [13] Saitoh, F., Image contrast enhancement using genetic algorithm, pp IEEE International Conference on, October 12-15, 1999, Tokyo [14] Munteanu, C., and Rosa, A., Towards automatic image enhancement using genetic algorithms, Proceedings of the Congress on Evolutionary Computation, vol.2, Page(s): , [15] Gorai A., Ghosh A., Gray level Image Enhanced by Partical Swarm Optimization, pp Nature & Biologically Inspired Computing, December 9-11, [16] Draa A., Boaziz A., An artificial bee colony algorithm for image contrast enhancement. Swarm and Evolutionary Computation 16: [17] Sarangi, P.P., Mishra, B.S.P., Majhi, B., Dehuri, S., Gray- level image enhancement using differential evolution optimization algorithm, pp Signal Processing and Integrated Networks (SPIN 2014). [18] Karaboga, D., 2010 Artificial bee colony algorithm, 5(3):6915, Scholarpedia. [19] Holland, J.H., Adaptation in Natural and Artificial Systems, University of Michigan Press, [20] K. Price, R. Storn, 2004, [21] Kennedy, J., Eberhart, R.C Particle Swarm pp , Optimization Proceedings of the IEEE International Conference on Neural Networks, Australia. [22] Akay, B., Nümerik Optimizasyon Problemlerinde Yapay Arı Kolonisi (Artificial Bee Colony) Algoritmasının Performans Analizi. Erciyes Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 301s, Kayseri. [9] Jenifer, S., Parasuraman, S., Kadirvelu, A., Contrast enhancement and brightness preserving of digital mammograms using fuzzy clipped contrastlimited adaptive histogram equalization algorithm, pp Applied Soft Computing

12 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) YSA Denetimli Senkron Motor Kullanılarak Reaktif Güç Kompanzasyonu Sibel AKKAYA OY 1, ¹Ordu Üniversitesi, Deniz Bilimleri Fakültesi, Deniz Bilimleri ve Teknolojisi Mühendisliği Bölümü, Ordu. Başvuru: 30/04/2016 Düzeltme: 09/06/2016 Kabul: 20/08/2016 ÖZ Elektrik enerji sistemlerinde verimliliği arttırmanın ve kayıpları azaltmanın en etkin yöntemlerinden biri "Reaktif Güç Kompanzasyonu" dur. Bu çalışmada, 3 fazlı bir sistem için mikrodenetleyici ve bilgisayar kontrollü senkron motor ile dinamik reaktif güç kompanzasyonu uygulaması gerçekleştirilmiştir. Senkron motorun uyartım akımı YSA ile kontrol edilmiştir. YSA modeli MATLAB YSA araç çubuğu kullanılarak kolay bir şekilde tasarlanmıştır. Sisteme ait ölçülen parametreler bilgisayar ortamında izlenmiş ve kaydedilmiştir. Bu kaydedilen parametreler, değişen yük koşullarında YSA modelinin güncellenmesinde kullanılmıştır. Tasarlanan sistemde kullanılan YSA modeli, senkron motor için uygun uyartım akımını doğru tahmin etmiştir. Deney sonuçları incelendiğinde, kompanzasyon uygulamasının hassas reaktif güç kontrolü gerçekleştirdiği görülmüştür. Anahtar kelimeler: Reaktif güç kompanzasyonu; Yapay sinir ağı; Matlab Reactıve Power Compensatıon Usıng A Ann Controlled Synchronous Motor ABSTRACT One of the most effective methods is "Reactive Power Compensation" for reducing the waste and increasing the efficiency in electric energy systems. In this study, the application of dynamic reactive power compensation with microcontroller and computer-controlled synchronous motor for 3-phase was executed. The excitation current of the synchronous motor was controlled by a ANN. ANN model was designed using MATLAB ANN toolbar. Measured parameters of the system were monitored and recorded in the computer environment. This parameters were used in the updating of the YSA model with varying load conditions. The ANN model used in the aviable system corectly estimated favorable excitation current. As a result, it was seen that the application of compensation is able to produce sensitive power control in the system. Keywords: Reactive power compensation; Artificial neural networks; Matlab İletişim yazarı, sibelakkayaoy@gmail.com

13 186 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Dünyada, insanların en çok bağımlı olduğu enerji çeşidi elektrik enerjisidir. Günümüzdeki nüfus artışı, sanayileşme ve teknolojik gelişmelere bağlı olarak elektrik enerjisine olan talepte hızla artmaktadır. Elektrik enerjisinin üretilmesinde kullanılan kaynaklar sınırlıdır. Endüstrinin hızla gelişmesine bağlı olarak geleneksel enerji kaynaklarının sınırlı olması nedeniyle ülkeler, yenilenebilir enerji kaynaklarına olan ilgilerini arttırmışlardır. Diğer taratanda elde bulunan elektrik enerjisinin daha verimli kullanılması zorunlu hale gelmektedir. Elektrik enerji sistemlerinde verimliliği artırmanın ve kayıpların azaltılmasının en etkin yöntemlerinden biri de Reaktif Güç Kompanzasyonudur [1]. Reaktif güç kompanzasyonu statik faz kaydırıcılar ya da dinamik faz kaydırıcılar ile yapılabilmektedir [2]. Statik faz kaydırıcı olarak kondansatör ile yapılan reaktif güç kompanzasyonu çeşitli kondansatör veya kondansatör gruplarının kademeli olarak anahtarlanması ile gerçekleştirilir [1,3]. Dinamik faz kaydırıcı senkron motor kullanarak yapılan reaktif güç kompanzasyon sisteminde ise motorun uyartım sargılarına uygulanan akım ayarlanarak motorun endüktif veya kapasitif olarak çalıştırılmasıyla kompanzasyon gerçekleştirilir [4]. Bu kompanzasyon sisteminde hem sabit hızla çalışan işlerde kullanılabilir bir mekanik güç elde edilmiş olur hem de reaktif güç kompanzasyonu gerçekleştirilmiş olur [5]. Al Hamrani, bir güç sisteminin otomatik reaktif güç temini için senkron motor kullanmış ve senkron motorun uyartım sistemi için de yeni bir yöntem kullanmıştır. Tasarladığı prototip sistem ile farklı uyartım akımlarındaki senkron motorun sistemde yarattığı etkileri incelemiştir [4]. Bayındır ve Görgün, PIC 18F452 mikrodenetleyici kullanarak PI kontrollü senkron motorun değişik uyartım akımlarında endüktif, kapasitif ve omik çalıştırılması sağlayarak kompanzasyon uygulamasını gerçekleştirmişlerdir [6]. Görgün, reaktif güç kompanzasyon uygulamasını YSA denetimli senkron motor için gerçekleştirmiştir. Ayrıca senkron motor ile yapılan reaktif güç kompanzasyonu denetiminde, YSA eğitim ve performans test programı gerçekleştirmiş ve elde edilen ağırlık değerlerinin mikrodenetleyiciye gönderilmesi ile kullanıcıya, gerçek zamanlı uygulama yapma imkanı sunmuştur [7]. Sesveren, senkron motor ile yapılan reaktif güç kompanzatörü denetiminde kullanılabilen Yapay Sinir Ağları (YSA) modeli tasarımı ve uygulaması gerçekleştirmiştir. Gerçekleştirilen model eğitim amaçlı olarak kullanılabileceği gibi, farklı YSA yapılarının ve algoritmalarının test edilebileceği uygulamalarda da kullanılabileceğini ileri sürmüştür [5]. Çolak ve arkadaşları bulanık mantık kullanılarak kontrol edilen senkron motorun reaktif güç kompanzasyonun deneysel sonuçları detaylı şekilde sunmuştur. Senkron motorun uyartım akım PIC 16F877 ile kontrol edilmiştir [8]. Pandey ve arkadaşları matlab programlama ve matlab alet kutusu kullanarak ihtiyaç olunan elektrik yükünü belirlemişlerdir. Yapay sinir ağı tabanlı model kullanılarak ta bir haftalık elektrik fiyatları tahmin edilmiştir [9]. Güç faktörü düzeltme cihazları arasında bulunan senkron kondansatör üzerine çalışılmıştır. Senkron motor ile güç faktörü iyileştirilmiştir. Güç faktörü hesaplanması için MATLAB programı kullanılmıştır [10]. Senkron motor ile yapılan reaktif güç kompanzasyonunda uyartım akımının ayarı için (k-nn) sınıflandırıcı tasarlanmıştır ve n-tuple girişleri kullanılarak uyarma akımı tahmin edilmiştir [11]. AŞKIN ve arkadaşları, kuru tip transformatör sargısının termal modeli MATLAB/ANN araç kutusu kullanılarak üç farklı YSA yapısı kullanılarak modellenmiş ve bu modelleme ile ilgili en başarılı ağ yapısı belirlenmiştir [12]. Mohamed, senkron generatör temelli rüzgar enerjisi dönüşüm sistemleri için PWM/PI kontrollü senkron motor ile reaktif güç kompanzasyonu uygulamasını gerçekleştirmiştir [13]. Mevcut literatürde, MATLAB YSA araç kutusu kullanılarak tasarlananan YSA modeli ile elde edilen sonuçlar gerçek sonuçlar ile karşılaştırılmış ama bu sonuçlar herhangi bir deneysel bir uygulamada kullanıldığında rastlanmamıştır. Bu çalışma ile MATLAB YSA araç kutusu kullanılarak tasarlanmış YSA modeli kompanzasyon uygulaması için senkron motorun uyartım akımının belirlenmesinde kullanılması amaçlanmıştır. Ayrıca bu çalışma ile senkron motor ile yapılacak kompanzasyonun daha hassas reaktif güç kontrolü gerçekleştirebileceği düşünülmektedir. Bunun için bilgisayar ve mikrodenetleyici tabanlı senkron motor ile reaktif güç kompanzasyonun tasarımı ve uygulaması gerçekleştirilmiştir. Ayrıca bu çalışmada kullanılan senkron motorun uyartım akımı YSA denetiminde kontrol edilmiştir. MATLAB YSA araç kutusu kullanılarak YSA modelinin tasarımını kolaylaştıracaktır. Kompanzasyon sisteminin uygulandığı örnek şebekeye ait ölçülen parametreler sürekli C# yazılım diliyle oluşturulan bilgisayar arayüzünde izlenmiş ve bilgisayar ortamında belirli zaman aralıklarında kaydedilmiştir. Ek olarak, manuel ve YSA denetiminde otomatik olarak yapılan uygulamaların sonuçları farklı yük koşulları altında tekrarlanarak gözlenmiş ve analiz edilerek karşılaştırılmıştır. 2. MATERYAL VE METOT 2.1. Senkron Motor ile Reaktif Güç Kompanzasyonu Senkron makineler, statorunda asenkron motor benzeri 3 faz sargıları ve rotorunda DA gerilim uygulanan uyartım sargıları bulunan elektrik makinesidir. Üç fazlı bir senkron motorun şebekeden çektiği güç; P 3 U I Cos (1) y Senkron motorun yükü (P = aktif güç), şebeke hat gerilimi (U) sabit tutulduğunda yük akımının (Iy) değişmesi güç katsayısını (Cosφ) değiştirir. Belirli bir yükte, motorun omik çalışma durumunda yük akımını meydana getiren uyartım akımından daha küçük uyartım akımlarında senkron motor endüktif, bu uyartımdan akımından büyük olan uyartım akımlarında ise senkron motor kapasitif çalışır (Şekil 1).

14 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY 187 Şekil 1. a. Yük akımının b. Güç katsayısının değişim eğrileri (a. Load current b. variation curves of power coefficient) Bir senkron motorun "V" eğrisinde her yükte Cos 1 için gerekli uyartım akımı farklıdır. Motor yükü arttıkça çeşitli yüklerdeki Cosφ, uyartım akımının değişimini gösteren eğrilerinin tepe noktası sağa doğru kaymaktadır (Şekil 2). Şekil 4. Senkron kompanzatörün vektör diyagramı (Vector diagram of synchronous compensator) Senkron motorun boşta, fazla uyartımlı çalıştığı (kapasitif çalışma durumu) ve kayıplarının olmadığı varsayılarak çizilen vektör diyagramı Şekil 4'te verilmiştir. Vektör diyagramında; senkron motorun akımı Is, şebeke gerilimi U, yük akımı I1 (reaktif bileşeni I1r, aktif bileşeni I1a), senkron motor bağlandıktan sonra çekilen akım I2(reaktif bileşeni I2r, aktif bileşeni I2a) olarak ifade edilmiştir. Şekil 2. Senkron motorun çeşitli yüklerdeki Cosφ eğrileri (Cosφ curve at various loads of synchronous motor) Yük arttıkça Cosφ'nin uyartım akımıyla değişimi de azalmaktadır. "V" eğrileri bilinen senkron motorlar yardımı ile şebekelerin, fabrikaların, iş yeri gibi yerlerin güç katsayıları kolayca ayarlanabilir Senkron Motorlar ile Güç Katsayısının Düzeltilmesi Şekil 3'de dinamik faz kaydırıcı olarak kullanılan senkron motorun üç fazlı bir şebekeye endüktif bir yük ile bağlantı şekli verilmiştir. Şebekeye bağlı bir senkron motorun uyartım akımı değiştirilerek motorun endüktif ya da kapasitif çalışması sağlanabilmektedir. Bunun sonucunda senkron motorun çektiği reaktif güç (Qs), sistemin gerçek reaktif gücünün (Q1) dengelenmesini sağlamaktadır. Bunun sonucunda da güç katsayısı (Cosφ2) değeri ayarlanabilmektedir [14]. Şekil 5'te endüktif yüklü bir sistemde senkron motorla yapılan kompanzasyondaki güç bileşenleri ve güç katsayısının düzeltilmesine ait vektör diyagramı verilmiştir. Burada; U = Şebeke gerilimi (V) S2 = Kompanzasyon sonrası görünür güç (VA) P2 = Kompanzasyon sonrası aktif güç (W) Q2 = Kompanzasyon sonrası reaktif güç (VAR) Ss = Senkron motorun şebekeden çektiği görünür gücü (VA) Ps = Senkron motorun şebekeden çektiği aktif güç (mekanik yük ve kayıplar için) (W) Qs = Senkron motorun şebekeden çektiği reaktif güç (VAR) S1 = Kompanzasyon öncesi görünür güç (VA) P1 = Kompanzasyon öncesi aktif güç (W) Q1 = Kompanzasyon öncesi reaktif güç (VAR) φ2 = Kompanzasyon sonrası sistemin güç açısı φ1 = Kompanzasyon öncesi sistemin güç açısı φs = Senkron motorun güç açısı Şekil 3. Senkron motorun bağlantı şeması (The connection scheme of synchronous motor)

15 188 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY veriler işlenir ve ağın çıktısı üretilerek dış dünyaya iletilir. Şekil 5. Senkron motorun güç bileşenleri (Power components of the synchronous motor) 2.3. Yapay Sinir Ağları YSA, görev tahmini, uygun değeri bulma ve verilerin gruplandırılması gibi işlemlerde başarılıdır. Senkron motorun denetiminde kullanılan YSA, aşağıda verilen özellikleri veya üstünlükleri nedeniyle bu çalışmada kullanılmıştır [15]. Öğrenme ve karar verme yeteneğine sahip olması Bilginin saklanması Yapay sinir ağları örnekleri kullanarak öğrenmesi Sisteme uygun çözümler sağlamak için ağın tekrar ve tekrar eğitilebilmesi Eksik bilgi ile çalışabilmesi Görülmemiş örnekler hakkında bilgi üretebilme sive yeni durumlara adapte olması Düğüm denilen yapay sinir, yapay sinir ağının ana işlem birimidir. Şekil 6 da bir yapay sinir ağı modeli gösterilmiştir. Şekil 7. Bir Yapay Sinir Ağının Genel Oluşumu (General formation of an Artificial Neural Network) İleri beslemeli bir ağ olan ÇKP (Çok katmanlı perceptron) YSA modelinin yaygın kullanılmasının sebebi, farklı öğrenme algoritmalarının bu ağın eğitiminde kolaylıkla kullanılabilmesidir. ÇKP sinir ağı modeli, Şekil 8'de gösterilmiştir. Bu sebeple, bu çalışmada ÇKP YSA modeli kullanılmıştır. Bir ÇKP YSA modelinde giriş katmanı, bir ya da birden daha çok gizli katman ve çıkış katmanı bulunur. Şekil 8. ÇKP YSA modeli (ÇKP YSA model) Şekil 6. Yapay sinir (Artificial neural) Girişler xi sembolüyle gösterilmiştir. wij, xi inci giriş ile j inci düğüm arasındaki bağlantı ağırlıklarını gösterir. Bir sinirin matematiksel modeli; y f n w x i ij i i1 şeklinde ifade edilebilir. j (2) YSA'nın genel yapısı Şekil 7'de gösterilmiştir. YSA giriş, orta ve çıkış katmanı olmak üzere üç ana katmadan oluşur. Giriş katmanında, dış dünyadan alınan bilgiler ara katmanlara transfer edilir. Orta katmanda (gizli katman), giriş katmanından elde edilen veriler işlenir ve çıkış katmanına iletilir. Bir ağ içinde birden fazla orta katman olabilir. Çıkış katmanında ise, orta katmandan elde edilen 2.4. YSA'nın Tasarımı Bir yapay sinir ağı tahmincisi için, modelleme zamanı veya eğitim zamanı gibi birçok performans ölçütü olabilirken, en iyi ve en önemli performans ölçütü tahminin doğruluğudur. Doğruluk ölçütü, gerçek değer ile tahmin edilen değerler arasındaki fark olarak tanımlanır. Bu fark, tahmin hatası olarak adlandırılır. Dinamik faz kaydırıcı ile yapılan kompanzasyon uygulamasındaki senkronun motorun uygun uyartım akımının tahmin işleminde kullanılan YSA modeli, Matlab programında YSA araç kutusu (Neural Network Toolbox-nntool) kullanılarak oluşturulmuştur. Matlab YSA araç kutusunun yapısı şekil 9'da gösterilmiştir.

16 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY 189 Şekil 11 de YSA modelinde kullanılan parametreler ve Şekil 12 de YSA modelindeki ağırlıklar ve biaslar görülmektedir. Şekil 9. Matlab YSA araç kutusu (Matlab AAN toolbar) Matlab programında YSA modelinin oluşturulması 9 aşama ile gerçekleştirilmiştir. 1. Eldeki giriş ve çıkış verilerinden eğitim ve test setinin oluşturulması 2. Eğitim ve test setinin Matlab programına girilmesi 3. Ağın oluşturulması (Ağ yapısının, giriş ve çıkış verilerinin, öğrenme algoritmasının, aktivasyon fonksiyonunun, katman sayısının ve katmanlardaki nöron sayısının seçilmesi) 4. Ağ parametrelerinin seçilmesi ( İterasyon sayısı, öğrenme katsayısı, hedeflenen hata değeri vb.) 5. Ağın eğitilmesi 6. Ağın test simülasyonunun oluşturulması 7. Simülasyon sonucunda tahmin edilen çıkış değerlerle gerçek değerlerin karşılaştırılması 8. En az hata oranının belirlenmesi 9. Ağ eğitiminin sonlandırılması YSA oluşturulurken, yapılan kompanzasyon uygulamaları sonucu elde edilen 256'şer adet giriş ve çıkış verisi kullanılmıştır. Giriş verileri şebeke akımı ve Cosφ değerlerinden, çıkış verileri ise uyartım akım değerlerinden oluşmaktadır. Bu giriş ve çıkış verilerinin %70'i ağın eğitiminde, %30'u ise ağın test edilmesinde kullanılmıştır. Matlab YSA araç çubuğu ile oluşturulan YSA modelinde; ileri besleme ağ ve danışmanlı ağ yapısı, çevrim dışı (offline) geri yayılım öğrenme algoritması, giriş, gizli ve çıkış katmanı olmak üzere üç katman, gizli katmanda beş nöron ve logaritmik sigmoid aktivasyon fonksiyonu, çıkış katmanında 1 nöron ve doğrusal (purelin) aktivasyon fonksiyonu kullanılmıştır. Şekil 10'da oluşturulan YSA yapısı görülmektedir. Şekil 10. YSA yapısı (AAN structuer) Şekil 11. YSA modelinde kullanılan parametreler (The parameters that were used in ANN model) Şekil 12. YSA modelindeki ağırlıklar ve biaslar ( The Biases and weights in ANN model) Optimal eğitim sonucunda matlab programında hesaplanan ağırlık ve sabit değerler (iw{1,1}, lw{2,1},, b(1), b(2) ) bir metin belgesine kaydedilmiştir. Bu değerler c# yazılımında senkron motorun uyartım akımının hesabı formülünde kullanılmıştır. Uyartım akımının hesabına ait formüller aşağıda verilmiştir. YSA'nın gizli katmanın çıkış değeri; y 1 i 1 e 1 (3) ( ( iwi 1. x1 iwi 2. x2 b(1)) YSA tarafından tahmin edilen uyartım akımı değeri; y 2 1 Burada, 1 lw y i b(2) (4) 1 j x1 = Sistemin şebekeden çektiği akım değeri x2 = Sistemin Cosφ değeri

17 190 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY Eş. 3 ve Eş. 4'deki formüller ve sisteme ait ölçüm değerleri, c# programlama dilinde kullanılarak YSA çıkış değeri hesaplanmıştır. Hesaplanan bu değer uyartım akım değeri olup, senkron motorun uyartım akımının ayarlanması için USB bağlantısı ile uyartım akım bilgisi mikrodenetleyiciye gönderilmiştir. YSA'nın iyi bir tahmin edici olup olmadığı Şekil 13'te gösterilmiştir. Grafikte gerçek değerlerle hesaplama sonucunda tahmin edilen değerler kullanılmıştır. Mikrodenetleyici Modülü Ölçme işleminin tek bir cihaz kullanılarak yapılabilmesini ve güç katsayısı kontrol işleminde yer alan bütün donanımların kontrolü için mikrodenetleyici modülü tasarlanmıştır. Mikrodenetleyici devresinin bilgisayarla haberleşebilmesi için usb modülüne sahip Mikrochip firması tarafından üretilen PIC 18F4550 mikrodenetleyicisi kullanılmıştır. Senkron Motor Reaktif güç kompanzayonunun uygun uyartım akımının ayarlanarak gerçekleştirilmesi için kullanılmıştır. Bu çalışmada kullanılan senkron motor, 3 fazlı, 1 kw, Y380 V, 1500 d/dk ve 50 Hz etiket değerline sahiptir. Yükler Bu çalışmada yük olarak üçer kademeli omik, endüktif ve kapasitif yük grupları kullanılmıştır. Smart Drive Cihazı Şekil 13. Gerçek ve tahmin edilen değerler (Actual and estimated values) Mevcut grafikte gerçek değerlerle tahmin edilen değerlerin üst üste çakıştığı görülmektedir ve bu çakışma oluşturulan YSA modelinin iyi bir tahmin edici olduğunu göstermektedir. Ayrıca, gerçek değerle tahmin edilen değer arasındaki ortalama hata payı küçük olması da (0, ), oluşturulan YSA'nın iyi bir tahmin edici olduğunu göstermektedir. 3. YSA DENETİMLI KOMPANZASYON SİSTEMININ TASARIMI VE UYGULAMASI 3.1. Tasarlanan Sisteme Ait Donamlar ve Yazılım Gerilim ve Akım Okuma modülü Sisteme ait gerilim ve akım bilgi sinyalinin alınması için Akım ve gerilim okuma modülleri tasarlanmıştır. Bu bilgi sinyalleri hem güç katsayısının ölçümü için sıfır geçiş dedektörünün ilgili pinlerine hem de değerlerinin ölçülmesi için mikrodenetleyici modülüne gönderilmiştir. Sıfır Geçiş Dedektörü Akım ve gerilim sensörlerinden elde edilen sinyallerin sıfır geçiş noktalarının yakalanmasını ve mikrodenetleyici modülü güç katsayısı ölçüm işleminde kullanılmak üzere uygun kare dalga çıkış sinyallerinin üretilmesi için sıfır geçiş dedektörü tasarlanmıştır. Bu çalışmada, dinamik faz kaydırıcı olarak kullanılan senkron motorun uyartım akımını ayarlamak için Elektronik Kontrol Sistemleri firması tarafında üretilen Smart Drive cihazı kullanılmıştır. Smart drive cihazı çıkış akımını belirleyen referans gerilimi PWM kontrollü güç kaynağı tarafında sağlanmıştır. PWM Kontrollü Güç Kaynağı Smart Drive cihazının referans gerilimini üretmesi için PWM Kontrollü Güç Kaynağı tasarlanmıştır. PWM, bilgisayardaki kullanıcı arayüzünden manuel ve yapay sinir ağı denetiminde otomatik olarak mikrodenetleyici tarafından üretilmektedir. Kullanıcı Arayüzü Mikrodenetleyici tarafından sisteme ait ölçülen değerlerin bilgisayar ekranında izlenebilmesi ve kompanzasyon uygulamasının bilgisayardan kontrol edilebilmesi için bir arayüz oluşturulmuştur. Bu arayüz Microsoft firması tarafından geliştirilen Visual Studio 2010 program ortamında C# programlama dili kullanılarak geliştirilmiştir. Senkron motor ile kompanzasyon uygulaması için tasarlanmış sistemin genel görünümü Şekil 14' te verilmiştir. Ayrıca kompanzasyon uygulamasının blok diyagramı Şekil 15' te verilmiştir.

18 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY 191 Şekil 14. Sistemin genel görünümü (Overview of the system) Şekil 15. Sistemin blok diyagramı (Block diagram of the system) 3.2. Gerçekleştirilen Uygulamalar Sisteme ait ölçülen değerler sırayla bilgisayara gönderilmiştir. Bu bilgiler ışığında sisteme, hem kullanıcı tarafından manuel olarak hem de bilgisayar yazılımı sonucu otomatik olarak müdahale edilmektedir. Mevcut sistem için farklı yük koşullarında senkron motor ile kompanzasyon uygulamaları tekrarlanmıştır. Senkron motor ile yapılan kompanzasyon uygulamalarında hem manuel hem de otomatik kumanda yöntemi kullanılmıştır. Manuel kumanda; YSA'nın

19 192 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY eğitilmesi amacıyla butonlarla ya da değer girilerek uyartım akımının ayarlanması için kullanılmıştır. Otomatik kumanda ise; gerekli uyartım akımının oluşturulan YSA modeli tarafından tahmin edilerek senkron motora uygulanması için kullanılmıştır. Yapılan uygulamalar esnasında sisteme ait değerler tasarlanan devre kullanılarak ölçülmüştür. Bu değerlerin izlenmesi ve kaydedilmesi bilgisayar arayüzü ile bilgisayar ortamında eş zamanlı yapılmıştır. Ayrıca osilaskop ile ölçülen akım ile gerilim arasındaki faz farkı bilgisayar arayüzünün sol tarafına yerleştirilerek izlenmiştir. Bu çalışmada verilen örnek uygulamalarda, arayüz ile izlenen gerilim, akım dalga şekilleri ve sisteme ait gerilim (U), akım (I), güç katsayısı (Cosφ), aktif güç (P) ve frekans (F) ölçüm sonuçları gösterilmiştir. Bu çalışmada kompanzasyon yapılmadan öncesi büyüklükler 1 indisiyle, kompanzasyon yapıldıktan büyüklükler ise 2 indisiyle gösterilmiştir Ω Omik, 200 mh Endüktif Yükle Yüklenmiş Sistemdeki Uygulama Şekil 17. Manuel kumandalı senkron motor ile kompanzasyon sonrası ölçüm sonuçları (Measurement results after compensation with manually command synchronous motor ) Şekil 17 de görüldüğü gibi senkron motorun uyartım akımı 4 A olarak ayarlandığında Cosφ değeri 0,9 kaldığından yetersizdir. Kompanzasyon öncesi güç katsayısı (Cosφ) değeri 0,21 olup sistem endüktif karakter göstermiştir. Bu durumdaki sisteme ait ölçüm sonuçları Şekil 16'da gösterilmiştir. Şekil 16. Kompanzasyon öncesi ölçüm sonuçları (Measurement results before compensation) Şekil 16 daki ölçüm sonuçları incelendiğinde sistemin reaktif güç ihtiyacı için kompanzasyona gerek duyulmaktadır. Şekil 18. Manuel kumandalı senkron motor ile kompanzasyon sonrası ölçüm sonuçları (Measurement results after compensation with manually command synchronous motor ) Şekil 18 de senkron motorun uyartım akımı 4,4 A olarak ayarlandığında Cosφ değerinin 0,98 ulaştığı görülmektedir ve bu uyartım akımı bu yük koşullarında yeterlidir.

20 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY 193 Şekil 19. YSA denetimli otomatik kumandalı senkron motor ile kompanzasyon sonrası ölçülen değerler (Measurement values after compensation with ANN controlled automatic command synchronous motor) Şekil 19 da görüldüğü gibi uyartım akımı YSA tarafından olması gereken gerçek değerinde tahmin edilmiş ve senkron motor ile kompanzasyon otomatik olarak yapılmıştır. Şekil 21. Kompanzasyon öncesi ve kompanzasyon sonrası sistemin değerleri (Cosφ ve Q) (Pre-compensation and post-compensation system values (Cosφ ve Q)) Şekil 21 de farklı yük koşullarında şebekeden çekilen reaktif gücün kompanzasyon sonrası azaldığı görülmektedir. Mevcut sistemde, kompanzasyon öncesi ve senkron motor ile kompanzasyon uygulamaları sonrası Cosφ değerleri elde edilmiştir. Ek olarak, sisteme ait Cosφ değerlerinde ölçülen P, Q, S, I ve Iu (uyartım akımı) sonuçları Şekil 20-25' te verilmiştir. Şekil 22. Kompanzasyon öncesi ve kompanzasyon sonrası sistemin değerleri (Cosφ ve S ) ((Pre-compensation and post-compensation system values (Cosφ ve S )) Şekil 22 de farklı yük koşullarında şebekeden çekilen görünür gücün kompanzasyon sonrası azaldığı görülmektedir. Şekil 20. Kompanzasyon öncesi ve kompanzasyon sonrası sistemin değerleri (Cosφ ve P) (Pre-compensation and post-compensation system values (Cosφ and P)) Şekil 20 de farklı yük koşullarında şebekeden çekilen aktif gücün kompanzasyon öncesi ve sonrası değişmediği görülmektedir. Şekil 23. Kompanzasyon öncesi kompanzasyon sonrası sistemin değerleri (Cosφ ve I ) (Pre-compensation and post-compensation system values (Cosφ ve I )) Şekil 23 te farklı yük koşullarında şebekeden çekilen akımın kompanzasyon sonrası azaldığı görülmektedir.

21 194 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY Şekil 24. Kompanzasyon öncesi ve kompanzasyon sonrası sistemin değerleri (Cosφ ve Iu) (Pre-compensation and post-compensation system values (Cosφ ve Iu)) Şekil 24 te farklı yük koşullarında kompanzasyonun gerçekleştirilmesi için senkron motora uygulanan uyartım akımının nasıl değiştiği görülmektedir. Kompanzasyon öncesi ve senkron motor ile kompanzasyon uygulamaları sonrası sisteme ait Cosφ sonuçları 87 adet örnek yük koşullarında Şekil 25' te verilmiştir. Şekil 25. Kompanzasyon öncesi ve kompanzasyon uygulamaları sonrası sistemin Cosφ değerleri ((Precompensation and post-compensation application Cosφ values of system) Şekil 25 te Cosφ değerinin kompanzasyon sonrası 1 e yaklaştığı görülmektedir. Kompanzasyon öncesi ve sonrası sisteme ait sonuçlar incelendiğinde, P değeri sabit kalmış, Q değeri ise azalmıştır. Bu azalmanın nedeni, reaktif gücün kompanzasyon uygulamalarında kullanılan işletme araçları tarafından üretilmesidir. Böylece Cosφ değeri 1'e yaklaştırılmıştır. Bunun sonucunda da şebekeden daha fazla reaktif güç çekilmeyerek enerji tasarrufu sağlanmıştır. 4. SONUÇLAR VE TARTIŞMA Bu çalışmada, yapay sinir ağ denetimli senkron motor ile dinamik reaktif güç kompanzasyon uygulaması yapılmıştır. YSA kontrollü Smart Drive cihazı tarafından senkron motorun uyartım akım ayarlanarak kompanzasyon gerçekleştirilmiştir. YSA modeli Matlab YSA araç kutusu kullanılarak tasarlanmıştır. Sisteme ait parametreler bilgisayar ekranından izlenebilmekte, sisteme kontrolü manuel olarak yapılabilmekte ve ayrıca belirli süre aralıklarında (10ms) bilgisayar ortamında kaydedilmektedir. Bu kaydedilen değerler, değişebilecek yük koşullarında YSA modelinin hızlı bir şekilde güncellenmesini sağlayabilmektedir. Tasarlanan kompanzasyon sisteminde hassas reaktif güç kontrolü gerçekleştirilmiştir. Bu çalışmadaki kompanzasyon sistemin denetiminde kullanılan YSA modelinin tasarımında Matlab araç çubuğu kullanıldığından dolayı sistemde olabilecek yük değişimlerine göre sistemin güncellenmesinin daha hızlı ve ekonomik olacağı düşünülmektedir. Ayrıca gerçekleştirilen sistemde elde edilen sonuçlar, Matlab araç çubuğu kullanılarak YSA denetimli olarak başka sistemlerin de kontrol edilebileceğini göstermiştir. KAYNAKLAR [1] Bayram, M., Kuvvetli Akım Tesislerinde Reaktif Güç Kompanzasyonu.,İstanbul: Birsen Yayınevi, 254, [2] Bal, G. ve Çolak, İ., Reactive power compensator using constant capacitor and thyristor controlled reactor, Gazi University, Journal of Institute of Science and Technology, cilt 8, no 2, 9-15, [3] Miller, TJE. Reactive power control in electric systems, A Viley-Interscience Publication, New York, , [4] Al Hamrani, M. M. (2002), Reactive Power Optimization Using Adaptive Excitation Control of Synchronous Motors Master Thesis, Electrical and Computer Engineering, Oregon State University, [5] Sesveren, Ö., Yapay Sinir Ağları Temelli Reaktif Güç Kompanzasyonu Eğitim Seti Tasarımı, Yüksek Lisans Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, [6] Bayındır, R. ve Görgün, A., PIC Tabanlı Bir PI Denetleyici İle Senkron Motor Kullanılarak Bir Kompanzatör Uygulaması, Pamukkale Üniversitesi Mühendislik Bilimleri Dergisi, cilt 15, no 1, 87-99, [7] Görgün, A., Yapay Sinir Ağları Denetimli Senkron Motor ile Reaktif Güç Kompanzasyonu, Yüksek Lisans Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, [8] Çolak, İ., Bayındır, R. ve Sefa, İ., Experimental study on reactive power compensation using a fuzzy logic controlled synchronous motor, Energy Conversion and Management, 45, , [9] Pandey, N., Kulshrestha, S., Saxena M. K., Analysıs Of Electrıcal Load Forecastıng By Usıng Matlab Tool Box Through Artıfıcıal Neural Network, International Conference on Futuristic Trends in Engineering, Science, Humanities, and Technology, 2016 [10] Khaing, M. K. T., Power Factor Correction With Synchronous Condenser for Power Quality Improvement in Industrial Load, International Journal of Science and Engineering Applications, Volume 3 Issue 3, 2014.

22 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Sibel AKKAYA OY 195 [11] Bayindir, R., Yesilbudak, M., Colak, İ and Sagiroglu, Ş., Excitation Current Forecasting for Reactive Power Compensation in Synchronous Motors: A Data Mining Approach 11th International Conference on Machine Learning and Applications, 2012 [12] Aşkın, D., İskender, İ. Ve Ali Mamızadeh, A., Kuru Tip Transformatör Farklı Yapay Sinir Ağları Yöntemlerini Kullanarak Sargısının Termal Analizi Gazi Üniversitesi Mühendislik ve Mimarlık Fakültesi Dergisi, Cilt 26, No 4, , [13] Mohamed, A. A., Elshaer, M. and Mohammed, O. A., Reactive Power Compensation Control for Stand- Alone Synchronous Generator-Based Wind Energy Conversion System, 36th Annual Conference on IEEE Industrial Electronics Society, , [14] Peşint, M. A., Elektrik Makineleri IV (Senkron Makineleri ve Alternatif Akımın Doğrultulması), İstanbul:Milli Eğitim Basımevi, , [15] ÖZTEMEL, E. Yapay Sinir Ağları, İstanbul: Papatya Yayıncılık, 31-36, 2003.

23 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinlerinin Diferansiyel Gelişim Algoritması Kullanılarak Tasarım Optimizasyonunun Gerçekleştirilmesi Ulaş EMİNOĞLU 1, 1 Gaziosmanpaşa Üniversitesi, Mühendislik ve Doğa Bilimleri Fakültesi, Elektrik-Elektronik Mühendisliği Bölümü, Tokat/TÜRKİYE ÖZ Başvuru: 02/05/2016 Kabul: 19/09/2016 Son yıllarda yarı iletken teknolojisindeki hızlı gelişim, enerji talebindeki artış ve devlet teşvikleri nedeniyle Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinlerinin kullanımı her geçen gün artmaktadır. Bu çalışmada bu tip Rüzgar Türbinlerin (RT lerin) tasarımı için yeni bir optimizasyon algoritması verilmektedir. Algoritmada hedef fonksiyonu olarak birim enerji maliyeti kullanılmakta olup RT lerin kurulacağı bölgenin rüzgâr potansiyeli dikkate alınarak tasarım parametrelerinin en uygun büyüklükleri belirlenmektedir. Tasarım parametreleri olarak türbin elemanlarının büyüklüğü; kule (hub) yüksekliği, rotor yarıçapı (kanat boyu), nominal güç (jeneratör gücü), ve üretilen enerji ve maliyete etki eden temel parametreler; türbin nominal rüzgar hızı, türbin kapasite faktörü kullanılmaktadır. Algoritmada tasarım parametrelerinin en uygun büyüklükleri/değerleri popülasyon temelli Diferansiyel Gelişim Algoritması (DGA) kullanılarak belirlenmektedir. Farklı bölgeler için tasarlanan Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinlerinin algoritmada kullanılan türbin güç eğrisi modeli ve parametreler arasında tanımlanan kısıtlamalar açısından gerçekçi, üretilen enerji miktarı ve maliyet açısından da oldukça avantajlı olduğu görülmektedir. Anahtar kelimeler: Değişken-hızlı rüzgâr türbinleri, Diferansiyel gelişim algoritması, Tasarım optimizasyonu. Design Optimization of Variable-Speed Wind Turbines by Using Differential Evolution Algorithm ABSTRACT With the fast development in semiconductor technology, and as a result of the increase in energy demand and government subsides, the usage of Variable-Speed Wind Turbines has increased. In order to design of this type of wind turbines, in this study, a new optimization algorithm is introduced. In the algorithm, the cost of per-energy is used as objective function and the optimum size/value of design parameters are determined by keeping in consideration the wind potential in regions. For the design parameters, the size of turbine components; hub height, rotor diameter, nominal (rated) power, and the parameters that has effects on the energy production and its cost, namely nominal wind speed and turbine capacity factor are used. In the optimization algorithm, a population based algorithm, namely Differential Evolution Algorithm (DEA), is used to determine the most appropriate size/value of design parameters. It is observed that the designed wind turbines are more realistic in terms of power curve model used in optimization algorithm and the constraints defined between design parameters, and more advantageous in terms of the energy amount that will be produced and its cost. Keywords: Variable-speed wind turbines, Differential evolution algorithm, Design optimization. İletişim yazarı, ulas.eminoglu@gop.edu.tr

24 198 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Ulaş EMİNOĞLU 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Yenilenebilir enerji kaynaklarından rüzgâr enerjisi; dışa bağımlılıktan uzak, temiz enerji yaratması, işletme giderlerinin nispeten az ve fiyat belirsizliği riskinin asgaride olması nedeniyle yatırım yapılması tercih edilen projelerin başında gelmektedir. Enerji dönüşümü için kullanılan Rüzgâr Türbinleri çalışma prensibine göre iki gruba ayrılır. Bunlar; Sabit-Hızlı Rüzgâr Türbinleri ve Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinleridir. Sabit-Hızlı RT lerde kanat eğim kontrolü yapılarak rotor hızı sabit değerde tutulmakta veya çok küçük değişimlere müsaade edilmektedir. Rüzgâr hızı ile rotor verimliliği değiştiğinden genellikle rüzgârdan maksimum oranda güç üretimi yapılamamaktadır. Yarı iletken teknolojisinin hızlı gelişimi ile son yıllarda Cift-Beslemeli Asenkron Jeneratör (ÇBAG) ve Sabit Mıknatıslı Senkron Jeneratör (SMSJ) kullanılarak RT ler geniş bir rüzgâr hızı aralığında maksimum aerodinamik verim elde etmek amacıyla tasarlanmaktadır. Bu tip RT ler de, rotor hızı kontrol edilerek kanat uç hızı oranı değişik rüzgâr hızlarında en uygun değerde tutulmaktadır. Dolayısıyla bu tip sistemde rotor verimliliği maksimum değerde tutularak rüzgâr enerjisinden değişik rüzgâr hızlarında olası en yüksek oranda faydalanılmakta ve türbin çıkış gücü artmaktadır [1]. RT lerin tasarım optimizasyonu mevcut rüzgâr kapasitesinden en düşük maliyetle ve en yüksek verimde yararlanılması için gereklidir. RT lerde enerji maliyeti; kullanılan jeneratör gücü, kule yüksekliği, rotor yarıçapı, kapasite faktörü, sabit-hızlı RT ler için en uygun devir sayısı ve değişken-hızlı RT ler için en uygun nominal rüzgar hızı gibi büyüklüklere ve kanat sayısına göre değişmektedir. Bu nedenle bölgesel rüzgâr potansiyeli dikkate alınarak minimum maliyette ve maksimum enerji üretimi için literatürde çok sayıda tasarım optimizasyonu çalışması mevcuttur [2-9]. Yapılan çalışmalarda hedef fonksiyonu olarak birim enerji maliyeti [2-4, 6-7, 9] veya üretilecek enerji miktarı [5, 8] seçilerek bölge için kurulacak sabit hızlı RT ler için en uygun rotor yarıçapı, jeneratör gücü, kule yüksekliği gibi tasarım büyüklükleri ile tasarım rüzgar hızı, türbin kapasite faktörü ve rotor devir sayısı [3, 6] da, değişken hızlı RT ler için en uygun rotor yarıçapı, jeneratör gücü, kule yüksekliği gibi tasarım büyüklükleri ile türbin nominal rüzgar hızı ve kapasite faktörü [2-3, 7] de belirlenmiştir. Diğer taraftan bir rüzgâr bölgesi için belirlenen türbin kurulu gücüne en uygun rotor yarıçapı [5] de, üretilen enerjiyi maksimum yapan en uygun kanat ucu hız oranı ve devir sayısı [8] de ve en uygun devir sayısı [9] da belirlenmiştir. Bunların yanı sıra Referans [4] de çok kademeli optimizasyon yapılarak türbin kanatları için en uygun geometri ile kule yüksekliği, jeneratör gücü gibi tasarım bileşenlerinin en uygun büyüklükleri birlikte belirlenmiştir. Bir RT nin tasarımı enerji maliyeti hesabını gerektirmektedir. Enerji maliyeti için Referans [2] de verilen model yaygın olarak kullanılmaktadır [3, 6-9]. RT ler için maliyet ve üretilen enerji miktarına ilişkin analizlerde, RT ile üretilen yıllık enerji üretim miktarını dolayısıyla da yıllık ortalama güç üretimi değeri kullanılmaktadır. Bu büyüklükler ise RT nin rüzgâr hızına bağlı olarak çıkış gücünün (güç eğrisinin) hesaplanmasını gerektirmektedir. Bu nedenle RT lerin çıkış gücü hesabı için rotor verimliliğine bağlı klasik güç ifadesinin yanı sıra çok sayıda matematiksel model geliştirilmiştir [5, 10-13]. Mevcut modeller RT lerin tasarımında üretilen güç ve sonucunda üretilen enerji ve maliyet analizlerinde kullanılmaktadır [2-9, 11]. Gerçekçi bir analiz ve sonucunda RT lerin büyüklüklerinin en uygun şekilde belirlenmesinde kullanılan güç eğrisi modelinin gerçekçiliği büyük önem taşımaktadır [11]. Bu çalışmada Diferansiyel Gelişim Algoritması (DGA) kullanılarak Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinlerinin tasarımı gerçekleştirilmektedir. İlk olarak güç ve maliyet hesabında kullanılan güç eğrisi modeli, pratikte kullanılan RT lerin gerçek güç eğrisi üzerinde geçerliliği gösterilmektedir. Sonrasında DGA temelli optimizasyon algoritması verilmektedir. Geliştirilen algoritma ilk olarak Güney Avrupa bölgesi için uygulanarak tasarlanan rüzgâr türbini, literatürde bu rüzgâr bölgesi için tasarlanan RT ler ile kıyaslanarak algoritmanın geçerliliği ve üstünlükleri verilmektedir. İkinci olarak tasarım optimizasyonu Türkiye de Marmara ve Ege bölgesi kıyı şeritlerinde rüzgâr potansiyeli yüksek bölgeler için maliyet ve enerji üretimi açısından en uygun RT ler belirlenmektedir. Çalışmada son olarak rüzgâr potansiyelinin tasarlanan RT lerin enerji üretim maliyetine etkisini göstermek amacıyla yapılan parametrik analiz ve sonuçlar verilmektedir. Elde edilen sonuçlar tasarlanan RT lerin üretilen enerji ve birim enerji maliyeti açısından oldukça avantajlı olduğunu göstermektedir. Ayrıca, bölgelerin rüzgâr potansiyelinin RT lerde tasarım parametrelerinin büyüklüklerinin yanı sıra birim enerji maliyetini de önemli oranda etkilediği görülmektedir. 2. RÜZGÂR TÜRBİNLERİNDE GÜÇ VE ENERJİ HESABI (POWER AND ENERGY CALCULATION FOR WIND TURBINES) 2.1 RT ler İçin Çıkış Gücü Hesabı (Output Power Calculation for Wind Turbines) RT ler, rüzgârda mevcut olan kinetik enerjiyi önce mekanik enerjiye sonrada bu enerjiyi jeneratör vasıtası ile elektrik enerjisine dönüştüren elektromekanik sistemlerdir. Rotor miline aktarılan mekanik güç; 1 3 Pm (u) ρ A u Cp(,v ) (1) 2 şeklinde ifade edilmektedir [1-3]. Burada, A rotor süpürme alanı, ρ havanın yoğunluğu, λ kanat uç hızı oranı ve u ise rüzgâr hızını göstermektedir. Cp(λ,ν) güç katsayısı (rotor verimliliği) olup kanat uç hızı oranı ve kanat açısına bağlı olarak değişmektedir. Teorik olarak maksimum değeri (Betz limit), pratikte ise büyük güçteki RT ler için arasında değişmektedir [8, 10]. Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinlerinde değişen rüzgâr hızına göre kanat açısı kontrol edilerek türbin hızının değiştirilmesi ile rotor kanat uç hızı oranı en uygun değerde veya buna yakın değerde tutulmakta ve maksimum değerde rotor verimliliği ile çalışılmasına olanak sağlanmaktadır. Rotor verimliliğinin rüzgâr hızına göre değişmesi RT lerde çıkış gücü hesabının Eşitlik (1) ile hesabını zorlaştırmaktadır. Bu nedenle çalışmalarda rotor verimliliği için Cp,eq (Sabit eşdeğer güç katsayısı) veya Cp-max (Sabit maksimum rotor verimliliği) gibi katsayılar kullanılmaktadır [10]. Eşitlik (1) temelli modellerde rüzgâr hızı ile değişen rotor verimliliği için yaklaşık sabit değerlerin kullanılması nedeniyle RT lerin

25 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Ulaş EMİNOĞLU 199 rüzgâr hızına göre çıkış gücü yaklaşık olarak elde edilmekte ve hata bazı RT ler için yüksek değerli olabilmektedir. Bu nedenle bu tip RT lerin güç eğrisi dikkate alınarak birçok matematiksel model geliştirilmiştir [5, 10-13]. Bu modeller, RT nin başlangıç rüzgar hızı (uci) ve nominal rüzgar hızı (un) değişkenlerine bağlı olarak popülasyonların S-tipi çoğalma eğrisi [7], lineer eğri [3, 12], üstel, ikinci ve üçüncü dereceden fonksiyonlar [10-12] gibi RT lerin güç eğrilerine benzer eğri denklemleri kullanılarak geliştirilmiştir. Bu çalışmada [13] de önerilen güç eğrisi modeli kullanılmaktadır. Model kondansatör geriliminin doğru akımda değişim ifadesinden faydalanarak geliştirilmiş olup matematiksel olarak; 5 u a P ( u ) P (1 e ) (2) m n şeklinde ifade edilmektedir. Burada Pn türbin kurulu gücünü kw cinsinden göstermektedir. Modelde a parametresi türbin nominal rüzgar hızına (un) göre değişmekte olup; a x un (3) eşitliği ile elde edilmektedir. Modelin performansı RT lerin gerçek güç eğrileri ile karşılaştırılarak Şekil 1 ve Şekil 2 de örneklendirilmiştir. Şekil 1 de Enercon ve Nordex tipi, Şekil 2 de ise Vestas tipi Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinlerinin gerçek güç eğrileri ve model kullanılarak elde edilen güç eğrisi verilmektedir. Çıkış gücü / Nominal güç (P / P n ) Rüzgar hızı (m/sn) Enercon E-82 Nordex N-90 Denklem (2) Şekil 1. Enercon E-82 ve Nordex N-90 gerçek güç eğrisi ve model çıktıları Çıkış gücü / nominal güç (P / P n ) Rüzgar hızı (m/sn) Vestas V-80 Denklem (2) Şekil 2. Vestas V-80 gerçek güç eğrisi ve model çıktıları Yukarda verilen her iki şekilden de görüleceği üzere Eşitlik (2) de verilen kondansatör şarj gerilimi modeli ile elde edilen güç ve gerçek güç değerleri büyük ölçüde örtüşmekte, model gerçekçi sonuç vermektedir. Dolayısıyla gerçek güç eğrisine ihtiyaç duymaksızın bu tip RT lerin çıkış gücünün hesabında modelin kullanılmasının gerçekçi analizlerin yapılmasına ve çok sayıda RT nin kullanılarak tasarım uygulamalarının yapılmasına olanak sağlayacağını söylemek mümkündür. Ayrıca literatürdeki mevcut modeller sadece güç eğrisinde lineer olmayan kısım için kullanılabilirken (uciun aralığı), [13] de geliştirilen bu model güç eğrisinin tamamı (uci-uco aralığı) için kullanılabilmektedir. Burada uco, RT nin çalışabileceği başka bir değişle devreden çıktığı en yüksek rüzgar hızı değerini göstermektedir. 2.2 RT ler İçin Enerji Hesabı (Energy Calculation for Wind Turbines) RT lerin tasarımında yıllık enerji üretim miktarı (YEÜ), enerji maliyeti hesabı açısından gereklidir. Yıllık enerji üretimi, RT nin belirlenen ortalama gücü kullanılarak hesaplanır. Ortalama güç ise ortalama rüzgâr hızı ve standart sapma değeri dikkate alınarak rüzgâr hızının dağılımı (genellikle Weibull dağılımı) kullanılarak aşağıdaki şekilde hesaplanmaktadır [3]. Po ( uo ) Pm ( u )fw( u )du (3) 0 Burada Po ortalama rüzgâr hızı (uo) değeri için RT nin yıllık ortalama gücü, fw ise rüzgâr hızı olasılık dağılım fonksiyonudur. RT nin ortalama gücü kullanılarak kapasite faktörü ve yıllık enerji üretim miktarı belirlenmektedir. Kapasite faktörü enerji verimliliği açısından bilinmesi gereken önemli bir performans parametresidir. Bir RT nin yıllık sürekli çalışma durumu için kapasite faktörü; Po (uo ) KF (4) P n şeklinde hesaplanır [2-3]. Kapasite faktöründen faydalanarak bir RT nin yıllık enerji üretim miktarı kayıpların ihmal edilmesi ve sürekli çalışma durumu için; YEÜ 8760P o(uo ) 8760 KF Pn (5) eşitliği ile kwh cinsinden elde edilmektedir. Enerji üretim miktarı ayrıca RT ler için toplam ve birim enerji maliyeti hesabı için gereklidir. Ulusal Yenilenebilir Enerji Laboratuvarı (NREL) [2] tarafından yapılan çalışmalar sonucunda geliştirilen Birim Enerji Maliyeti (BEM) modeli ile RT elemanların maliyeti ve kütlesi rotor çapı, kule yüksekliği ve jeneratör gücü gibi büyüklüklere göre 10 yıllık çalışma durumu için modellenmektedir. Model RT lerin tüm kurulum ve işletme bileşenlerinin maliyetini içermekte ve yaygın olarak kullanılmaktadır [2, 6-10]. 3. RT LERİN TASARIM OPTİMİZASYONU (DESİGN OPTIMIZATION OF WIND TURBINES) RT lerin tasarımı, çok sayıda tasarım parametresi ve bunların birbirlerine bağımlılığı nedeniyle lineer olmayan kısıtlamalı optimizasyon probleminin çözümünü gerektirmektedir. Küçük güçlü jeneratör ile büyük yarıçaplı rotor kullanımı üretim miktarını düşürmektedir. Diğer taraftan büyük güçlü jeneratörün küçük yarıçaplı rotor (kanat boyu) ile kullanımı enerji verimliliğini azaltmaktadır. Kule yüksekliği ve rotor yarıçapındaki

26 200 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Ulaş EMİNOĞLU artış üretim miktarını arttırırken aynı zamanda üretim maliyetini de arttırmaktadır. Türbin nominal rüzgar hızı değeri rotor verimliliği açısından jeneratör gücü ile uyumlu olmasının yanı sıra RT nin kapasite faktörünü ve sonucunda ise enerji üretim miktarı ve maliyetini önemli oranda etkilemektedir. Bu nedenle tasarım büyüklüklerinin birbirleri ile uyumlu ve minimum maliyette maksimum üretim için seçilmesi gerekmektedir [2-3, 7-8]. 3.1 Kısıtlamalar (Constraints) Çalışmada tasarım büyüklükleri ve parametrelerinin gerçekçi ve birbirleri ile uyumu için kısıtlamalar tanımlanmıştır. Kule yüksekliği (h) ve nominal rüzgar hızı (un) bağımsız parametreler olarak alınmaktadır. Rotor yarıçapı, kule yüksekliğine göre [14] de tanımlanan deneysel ifadeye göre aşağıdaki şekilde belirlenerek ±10% tolerans dâhilinde seçilmektedir. Dr 1 h (6a) Dr D 1.1 D r (6b) Türbin kurulu gücü, nominal rüzgar hızı ve rotor yarıçapına göre; 0.35 C p _ max 0.4 (7a) 2 1 D 3 Pn ρ un C p _ max (7b) 2 2 şeklinde tanımlanmıştır. Enerji üretim miktarı ve enerji maliyeti hesabı için türbin kapasite faktörü, Eşitlik (2) de verilen güç eğrisi modeli ve Weibull dağılım fonksiyonu Eşitlik (3) de kullanılarak aşağıdaki şekilde tanımlanmıştır. Po (u KF P u ci o ) n 5 u co u x u n (1 e k1 k k u u ) exp du c c c (8) Burada k ve c Weibull dağılım fonksiyonu için sırasıyla şekil ve ölçek parametresi olup bölgenin ortalama rüzgâr hızı ve standart sapma değerine göre belirlenmektedir [3]. 3.2 Tasarım Algoritması (Design Algorithm) Doğrusal olmayan çok değişkenli problemlerin çözümü sezgisel yöntemler ile kolaylıkla çözülebilmektedir. Bu çalışmada hızlı, kullanımı kolay ve etkin sonuçlar verebilme yeteneğine sahip olması nedeniyle Diferansiyel Gelişim Algoritması (DGA) kullanılmıştır [15]. DGA popülasyon temelli sezgisel bir optimizasyon tekniği olup, her ne kadar rüzgar türbinlerinde kontrolör parametrelerinin kestirimi [16] ve benzeri gibi RT ler için kısmı problemlerin çözümüne uygulanmış olsa da RT lerin tasarım büyüklükleri ve parametrelerinin birlikte optimize edilmesi problemine ilk kez uygulanmıştır. DGA ile ilk olarak başlangıç popülasyonu yani bireyleri oluşturulmaktadır. Sonrasında ise tanımlanan durdurma kriteri sağlanıncaya kadar tüm bireylere sırasıyla mutasyon, çaprazlama ve seçim işlemleri uygulanmaktadır. Algoritmada popülasyon bireyleri parametrelerin sınır değerleri dâhilinde rastgele oluşturularak mutasyona tabi tutulmaktadır. Mutasyon işlemi ile bireye (xi) ait mutant vektörü (νi), bireyden ve birbirinden farklı üretilen üç farklı birey (xri) kullanılarak; vi r1 r2 r3 x F ( x x ) (9) ifadesi ile hesaplanabilmektedir [15]. Burada F, ölçekleme (mutasyon) faktörü olup genelde 0 ile 1 arasında bir değer alınmaktadır. Oluşturulan mutant birey ve mevcut birey arasında çaprazlama uygulanarak aday birey belirlenmektedir. Bu işlem 0 ile 1 arasında rastgele seçilen çaprazlama oranı (CR) olasılığına göre mutant bireyden 1-CR olasılığına göre ise mevcut bireyden seçime göre yapılmaktadır. Mevcut birey ile aday birey arasındaki seçim işlemi hedef fonksiyon değerine göre yapılarak yeni popülasyon oluşturulmaktadır [15]. DGA ile RT lerin tasarımı için geliştirilen algoritmanın anlaşıla bilirliği açısından tasarım parametreleri ve bunlara ait ilişkiler Tablo 1 de özetlenmiştir. Algoritmada kule yüksekliği (h) ve türbin nominal rüzgar hızı (un) bağımsız parametreler olarak alınmakta ve bunlara ait bireyler başlangıçta tanımlanan sınır değerler arasında rastgele üretilmektedir. Diğer tasarım parametrelerinden rotor çapı (D); her bir h bireyi için Eşitlik (6a) ile hesaplanarak bu değerin komşuluğunda Eşitlik (6b) yeni bireyler tanımlanmakta ve bunlardan biri rastgele seçilmektedir. Benzer durum türbin nominal gücü (Pn) için de geçerlidir. Eşitlik (7a) ile rastgele oluşturulan rotor verimliliği bireylerinden biri rastgele seçilerek her bir D ve un bireyleri için Pn bireyleri oluşturulmaktadır. Türbin kapasite faktörü her bir un bireyleri ve her bir h için elde edilen Weibull parametreleri (k, c) Eşitlik (8) de kullanılarak belirlenmektedir. Bu işlemler algoritmada her bir adım için tekrar edilmekte ve bağımsız parametrelere ait bireyler (un ve h değerleri) Eşitlik (9) ve çaprazlama sonucunda oluşturulan aday bireylere göre yenilenmektedir. Algoritmada hedef fonksiyonu olarak birim enerji maliyeti seçilmiştir [2-3, 6-7]. Birim enerji maliyeti $/kwh cinsinden Referenas [2] de tanımlanan maliyet fonksiyonuna göre hesaplanmakta olup enerji üretim miktarı Eşitlik (5) ile belirlenmektedir. Durdurma kriteri olarak iterasyon sayısı kullanılmıştır. Algoritma adım adım aşağıda verilmiştir. Adım 1: Durdurma kriteri için maksimum iterasyon sayısı, ölçekleme faktörü (F), çaprazlama oranı (CR) ve popülasyon büyüklüğü (NP) değerini gir. Adım 2: Bölge için referans yükseklikte (ho) Weibull parametrelerini (ko ve co) gir. Adım 3: Tablo 1 de verildiği üzere başlangıç popülasyonlarını (xi) oluştur. Adım 4: Maksimum iterasyon sayısı tamamlanıncaya kadar aşağıdaki işlemleri her bir iterasyon için tekrar et. Bireyler (xi) için rastgele birbirinden faklı üç birey (xri) oluştur. Rastgele bir indis (R) oluştur, R ϵ {1, 2,, NP), (NP: popülasyon büyüklüğü). Aşağıdaki şekilde aday bireyleri (vi, G+1) oluştur: Her bir i için 0 ile 1 arasında rastgele bir sayı üret, ri U(0, 1), Eğer ri<cr veya i=r ise νi, G+1 bireyini Eşitlik (9) ile oluştur. Aksi durumda mevcut bireyi kullan, νi, G+1=xi, G.

27 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Ulaş EMİNOĞLU 201 Oluşturulan aday bireylerin (νi, G+1) Tablo 1 de verildiği üzere sınırlarını kontrol et ve diğer parametreler için bireyleri oluştur. Aday bireyleri (νi, G+1) hedef fonksiyonunda değerlendir. Eğer f(νi, G+1) < f(xi, G) ise mevcut bireyi aday birey ile değiştir, xi, G+1=vi, G+1. Oluşturulan yeni bireyleri (xi,g+1) hedef fonksiyonunda değerlendir. En düşük maliyeti veren bireyleri en iyi çözüm olarak sakla, xc, G+1=xi, G+1. Tablo 1. Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinleri için tasarım parametreleri ve kısıtlamalar Bağımsız parametreler Tasarım Parametreleri Sınır değerler Üretim biçimi Kule yüksekliği (h) Nominal rüzgâr hızı (un) hmin-hmax (m) ur-min- ur-max 9-17 (m/sn) DGA DGA Rotor çapı (D) Eş. (6) (m) Rastgele Bağımlı parametreler Nominal güç (Pn) Eş. (7) (kw) Rastgele (u=un ve Cp-max= ) Kapasite faktörü (KF) Eş. (8) (u=un, k=k(h) ve c=c(h)) 4. FARKLI BÖLGELER İÇİN RÜZGÂR TÜRBİNLERİNİN TASARIMI (WİND TURBİNE DESIGN FOR DIFFERENT REGIONS) Farklı bölgeler için Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinleri tasarlanmıştır. Bölgelerin rüzgâr potansiyeli Weibull Dağılım fonksiyonu Eşitlik (3) de kullanılarak Eşitlik (8) ile kapasite faktörü, Eşitlik (5) ile enerji üretim miktarı bir yıl için hesaplanmaktadır. İlk olarak rüzgâr potansiyeli yüksek olan ve literatürde yaygın olarak incelenen Güney Avrupa (Akdeniz) ülkeleri için tasarım optimizasyonu gerçekleştirilmiştir. Bu bölge için rüzgar potansiyeli h=30 m için k=1.2, c=8 m/sn ve yüzeyin pürüzlülük katsayısı α=0.12 olarak alınmıştır [3]. Bölüm 3.2 de verilen optimizasyon algoritması için maksimum iterasyon sayısı, ölçekleme faktörü (F), çaprazlama oranı (CR) ve popülasyon büyüklüğü (NP) literatürde kullanılan değerler dikkate alınarak deneme yöntemine göre belirlenmiştir. Bölge için elde edilen sonuçlar literatürde verilen tasarım sonuçlarına göre kontrol edilerek algoritma için F=0.8, CR=0.8, NP=40 ve maksimum iterasyon sayısı 300 değerlerinin bu problem için uygun olduğu görülmüştür. Algoritma MATLAB programı [17] kullanılarak kodlanmıştır. Tablo 2 de Güney Avrupa bölgesi için tasarlanan RT parametreleri, güç, enerji ve maliyet değerleri verilmiştir. Literatürde bu gölge için yapılan tasarım optimizasyonu ile elde edilen sonuçlar da tabloda verilmektedir. Tablodan görüleceği üzere tasarlanan RT, Referans [3] de verilen RT ile aynı Birim Enerji Maliyetine sahip olmasına rağmen nominal rüzgar hızı ve sonucunda türbin kapasite faktörü ve enerji üretim miktarı açısından daha avantajlıdır. Referans [2] de h=50 m referans yükseklikte k=2 ve c=8.5 m/sn rüzgar potansiyeli için tasarım yapılmış olup bu değerler h=30 m yükseklikteki rüzgar potansiyeline (Güney Avrupa bölgesi rüzgar değerine) çok yakındır. Bu nedenle verilen RT karşılaştırmada kullanılmış olup tasarlanan RT ile parametreleri önemli oranda örtüşmektedir. Önerilen RT nin enerji üretim miktarı ve birim enerji maliyeti açısından daha avantajlı olduğu görülmektedir. Referans [6] da Sabit-Hızlı RT lerin yanı sıra bu bölge için Değişken-Hızlı RT ler için de tasarım optimizasyonu gerçekleştirilmiştir. Tasarımda güç eğrisi modeli olarak Eşitlik (1) de verilen klasik model kullanılmış ve nominal rüzgar hızı yerine kanat uç hızı oranı (λ) parametresi belirlenmiştir. Sonuçlardan önerilen RT nin tasarım parametreleri ile kıyaslandığında tasarım elemanları büyüklüklerinin (D, h ve Pn) birbirlerine yakın olmasına rağmen üretilen enerji miktarı ve enerji maliyeti açısından önerilen RT nin daha avantajlı olduğu görülmektedir. Bunun nedeni algoritmada kullanılan güç eğrisi modeli ile RT için nominal rüzgar hızının (un) nin uygun değerinin belirlenmesidir. Tasarlanan RT, Referans [7] de aynı bölge için tasarlanan RT ile karşılaştırıldığında tasarım parametreleri değerlerinin birbirlerine çok yakın olduğu görülmektedir. Üretilen enerji miktarı ve birim enerji maliyeti açısından karşılaştırıldığında ise referans [7] de önerilen RT nin biraz daha avantajlı olduğu görülmektedir. Fakat Referans [7] de yapılan tasarım optimizasyonunda türbin kapasite faktörü bağımsız değişken, nominal rüzgar hızı bağımlı değişken olarak alınmıştır. Eşitlik (8) ve (1) den görüleceği üzere nominal rüzgar hızı değerindeki artış kapasite faktörü değerini azaltırken türbin nominal gücü değerini arttırmaktadır. Diğer taraftan, üretilen yıllık enerji miktarı ve sonucunda birim enerji maliyeti Eşitlik (5) de verildiği gibi kapasite faktörü ve nominal güç değeri çarpımı sonucunda elde edilmektedir. Dolayısıyla rüzgar türbinlerinin tasarım optimizasyonunda nominal rüzgar hızının bağımsız değişken olarak alınması tasarım optimizasyonu açısından daha uygundur. Ayrıca rotor verimliği rüzgâr hızı arttıkça azalmaktadır. Pratikte kullanılan RT lerin gerçek güç eğrileri incelendiğinde Eşitlik (7) de nominal rüzgar hızı değerinde rotor verimliliği değerinin 0.4 ve daha düşük değerde alınmasının daha doğru bir yaklaşım olduğu görülmektedir [10]. Bu nedenle, her ne kadar daha düşük performansa sahip olsa da kullanılan güç eğrisi modeli ve tasarım kurgusu dikkate alındığında tasarlanan RT nin daha gerçekçi olduğunu söylemek mümkündür. Optimizasyon algoritması Core i5-4590, 3.3-GHz işlemci ve 8 GB/3.3-GHz hafıza özelliklerine sahip bilgisayarda çalıştırılmıştır. Şekil 3 de hedef (amaç)

28 202 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Ulaş EMİNOĞLU fonksiyonu Birim Enerji Maliyetinin iterasyon sayısı ile değişimi verilmiştir. Hesaplama süresi açısından algoritmanın 300 iterasyonu 8 saniye civarında tamamladığı görülmüştür. Değişken (parametre) sayısı, popülasyon büyüklüğü, tasarım değişkenleri arasında tanımlanan eşitsizlik kısıtlamaları ve maliyet fonksiyonu dikkate alındığında Diferansiyel Gelişim Algoritmasının bu tip problem için uygun ve iyi bir performans gösterdiğini söylemek mümkündür. Tablo 2. Güney Avrupa için tasarlanan Rüzgâr Türbinlerinin tasarım büyüklükleri, enerji ve maliyet Tasarım D h p Parametreleri (m) (m) un Pn (m/sn) (kw) KF Po YEÜ BEM (kw/yıl) (kwh) ($/kwh) Tasarlanan RT RT Ref. [3] RT Ref. [2] RT Ref. [6] RT Ref. [7] Birim Enerji maliyeti ($) İterasy on say ısı Şekil 3. Amaç fonksiyonunun en iyi değerinin iterasyon sayısına göre değişimi Ülkelerin elektrik enerjisi üretiminde arz güvenliğini sağlamak amacıyla mevcut üretilen enerjiyi verimli şekilde kullanmalarının dışında, mevcut enerji kaynaklarını optimum şekilde değerlendirmeleri ve yenilenebilir enerji kaynaklarından en etkin şekilde yararlanmaları gerekmektedir [18]. Bu anlamda, çalışmada ikinci olarak Türkiye de rüzgâr potansiyeli yüksek olan Ege ve Marmara bölgeleri için Rüzgâr Türbini tasarımı gerçekleştirilmiştir. Bu bölgelerin kıyı şeritlerinde rüzgâr potansiyeli diğer bölgelere kıyasla yüksek olup denizden uzaklaştıkça rüzgâr seviyesi düşmektedir. Diğer taraftan enerjide ithalat bağımlılığını azaltmak ve üretim-tüketim dengesini korumak amacıyla yenilenebilir enerji kaynağı kullanımı hükümet tarafından teşvik edilmektedir. Teşvik için sabit fiyat sistemi kullanılmaktadır. Rüzgâr Türbinleri için dağıtım şebekelerine verdikleri ihtiyaç fazlası rüzgâr enerjisi $/kwh fiyatı ile 10 yıl kesintisiz olarak satın alınmaktadır. Mekanik ve/veya elektro-mekanik aksamın yerli üretim olması halinde ise bu fiyat değeri 5 yıl için $/kwh aralığında artmaktadır. Dolayısıyla Türkiye de özelliklede Ege ve Marmara bölgelerinde rüzgâr türbinleri kurularak enerji üretimi sürekli arttırılmaktadır. Bu nedenle her iki bölgede rüzgâr potansiyeli yüksek olan yerler için (genellikle kıyı şeritleri) üretilen enerji miktarı ve birim enerji maliyeti açısından en uygun Rüzgâr Türbinleri tasarlanarak Tablo 3 de verilmiştir. Tablodan görüleceği üzere tasarlanan RT ler ile üretilecek enerjinin birim maliyeti hükümet tarafından uygulanan fiyat tarifesinin altındadır. RT lerin kapasite faktörü %40 ın üzerindedir. Bu değerler enerji verimliliği açısından oldukça avantajlıdır. Elde edilen sonuçlar ve RT lerin kurulumu açısından bölgelerin coğrafik özelliklerinin elverişli olması durumu dikkate alındığında bu bölgelerin rüzgâr enerjisinden elektrik enerjisi üretimi için oldukça avantajlı olduğunu ve tasarlanan RT lere uygun pratik RT lerin kullanılarak enerji üretiminin miktarı ve maliyeti açısından oldukça avantajlı olacağını söylemek mümkündür. Ayrıca sonuçlardan türbin kurulu gücünün değeri azaldıkça birim enerji maliyetinin arttığı görülmektedir. Diğer taraftan türbinler için kapasite faktörü değerinin rüzgâr hızı ile azaldığı görülmektedir. Tablo 3 den görüleceği üzere rüzgâr potansiyeli tasarım parametreleri büyüklüklerinin yanı sıra Birim Enerji Maliyetini de etkilemektedir. Bu nedenle çalışmada son olarak rüzgâr potansiyeline göre BEM değişimi parametrik olarak analiz edilmiştir. Analizlerde rüzgar potansiyeli Weibull dağılım fonksiyonu parametreleri ile modellenerek h=30 m referans yükseklikte ölçek parametresi (c) 5 ile 12 arasında, şekil parametresi (k) ise 1.25 ile 2.5 arasında 0.25 adımlarla değiştirilerek tasarım optimizasyonu yapılmıştır. Her bir rüzgâr hızı durumu için tasarlanan RT lerin Birim Enerji Maliyetinin değişimi Şekil 4 de verilmiştir. Şekilden görüleceği üzere

29 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Ulaş EMİNOĞLU 203 bölgeler için c parametresi (ortalama rüzgâr hızı) arttıkça tasarlanan RT ile üretilecek enerjinin birim maliyeti önemle oranda azalmaktadır. Diğer taraftan k parametresi değeri yüksek rüzgâr hızı durumunda birim enerji maliyetini etkilemekte değeri arttıkça (standart sapma değeri azaldıkça) maliyet azalmaktadır. Elde edilen sonuçlardan yararlanarak bölgeler için rüzgâr durumuna göre RT ile üretilecek enerjinin birim maliyetinin öngörülmesi mümkündür. Örneğin Güney Avrupa bölgelerinde h=30 metrede k=1.2 ve k=2 aralığında, c=8 m/sn ile c=12 m/sn aralığında değişmektedir [3]. Dolayısıyla bu bölgelerde uygun RT lerin kurulumu ile üretilecek enerjinin birim maliyetinin 0.04 $ değerinin altında tutulması mümkündür. Diğer taraftan Kuzey Avrupa bölgeleri için h=30 metrede k=2 civarında ve c=5 m/sn ile c=7 m/sn aralığında değişmektedir [3]. Bu durumda bu bölgeler için uygun Rüzgâr Türbini seçimi ile birim enerji maliyetinin $ ile $ değerleri arasında enerji üretimi mümkün görülmektedir. Tablo 3. Marmara ve Ege bölgeleri için tasarlanan Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinleri ve üretilen enerji, maliyet değerleri Marmara Bölgesi Ege Bölgesi RT/ Bölge-(k, c ho=50m) Uludağ/Bursa ( ) Gelibolu/Çanakkale ( ) Gökçeada/Çanakkale ( ) Enez/Edirne Kırklareli ( ) Bandırma/Balıkesir ( ) Muğla-Manisa ( ) Menemen/İzmir ( ) Söke/Aydın ( ) Tasarım parametreleri Güç, Enerji ve Maliyet D h (m) (m) un Pn (m/s) (kw) KF Po YEÜ BEM (kw/yıl) (kwh) ($/kwh) Birim Enerji Maliyeti ( $ / kwh ) k=1.25 k=1.50 k=1.75 k=2.00 k=2.25 k= Weibull ölçek parametresi, c (m/sn) Şekil 4. RT ler için Birim Enerji Maliyetinin Weibull parametrelerine göre değişimi

30 204 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Ulaş EMİNOĞLU 5. SONUÇLAR (RESULTS) Bu çalışmada Değişken-Hızlı Rüzgar Türbinlerinin maliyet, üretilen güç ve enerji miktarı analizleri için kullanılan çıkış gücünün (güç eğrisinin) hesaplanmasına ilişkin yeni bir model kullanılarak bu tip RT lerin tasarımı için yeni bir optimizasyon yöntemi verilmiştir. Optimizasyon algoritması olarak Diferansiyel Gelişim Algoritması kullanılarak Avrupa nın Akdeniz bölgesi için Değişken-Hızlı Rüzgâr Türbinleri tasarlanmış ve bunlar tasarım parametreleri, üretilen enerji ve maliyet açısından literatürde verilen RT ler ile karşılaştırılmıştır. Sonuçta tasarlanan RT lerin referans RT lere nazaran üretilen enerji miktarı ve birim enerji maliyeti açısından daha avantajlı olduğu görülmüştür. Ayrıca, Türkiye nin batısında rüzgâr potansiyeli yüksek kıyı şeridi bölgeleri için en uygun RT ler tasarlanmıştır. Son olarak rüzgâr hızının geniş aralığı için tasarım optimizasyonu yapılmış ve rüzgâr potansiyelinin birim enerji maliyeti üzerindeki etkisi parametrik olarak analiz edilmiştir. Çalışmada Diferansiyel Gelişim Algoritması ilk kez bu tip optimizasyon problemine uygulanmıştır. Yapılan analizler ve optimizasyon sonuçlarından DGA nın bu tip kısıtlamalı optimizasyon problemleri için kolaylıkla uygulanabilir ve performans açısından da elverişli olduğu görülmüştür. Verilen optimizasyon algoritması herhangi bir program gerektirmeksizin çalışabilen bir paket programa dönüştürülerek internet üzerinden ücretsiz erişime açılacaktır. TEŞEKKÜR (ACKNOWLEDGMENT) Bu çalışma TÜBİTAK tarafından 114E961 Nolu proje kapsamında desteklenmektedir. KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Sing, C. (2012). Variable speed wind turbines. International Journal of Engineering Sciences, 2, [2] Fingersh, L., Hand, & M., Laxson, A. (2006). Wind turbine design cost and scaling model. Technical Report; NREL/TP , National Renewable Energy Laboratory, USA, [3] Diveux, T., Sebastian, P., Bernard, D., Puiggali R. J., & Grandidier, J. Y. (2001). Horizontal axis wind turbine systems: optimization using genetic algorithms. Wind Energy, 4, [4] Maki, K., Sbragio. R., & Vlahopoulos, N. (2012). System design of a wind turbine using a multi-level optimization approach. Renewable Energy, 43, [5] Collecutt, G. R., & Flay R. G. (1996). The economic optimization of horizontal axis wind turbine design parameters. Journal of Wind Engineering and Industrial Aerodynamics, 61, [6] Eminoglu, U. (2016). Site-specific design optimization of horizontal axis wind turbine systems. Turkish Journal of Electrical Engineering and Computer Sciences, 24, [7] Eminoglu, U., & Ayasun, S. (2014). Modelling and design optimization of variable-speed wind turbine systems. Energies, 7, [8] Kongam, C., & Nuchprayoon, S. (2010). A particle swarm optimization for wind energy control problem. Renewable Energy, 35, [9] Li, H., & Chen, Z. (2009). Design optimization and site matching of direct-drive permanent magnet wind power generator systems. Renewable Energy, 34, [10] Carrillo, C., Obando Montano, A. F., & Diaz- Dorado, E. (2013). Review of power curve modelling for wind turbines. Renewable and Sustainable Energy Reviews, 21, [11] Thapar, V., Agnihotri, G., & Sethi, V. K. (2011). Critical analysis of methods for mathematical modelling of wind turbines. Renewable Energy, 36, [12] Akdag, S. A., & Guler, O. (2011). Comparison of wind turbine power curve models. Energy Sources, Part A: Recovery, Utilization and Environmental Effects, 33, [13] Eminoglu, U. (2015). A new model for output power calculation of variable-speed wind turbine systems. IEEE International Conference on ACEMP-OPTIM- ELECTROMOTION, Antalya, [14] Zervos, A. (2009). Wind Energy-The Facts. European Wind Energy Association (EWEA), Belgium, Part-I (Technology), [15] Rainer, S., & Kenneth, P. (1997). Differential evolution a simple and efficient heuristic for global optimization over continuous spaces. Journal of Global Optimization, 11, [16] Oterino-Echavarri, F., Zulueta, E., Ramos-Hernanz, J., Calvo, I., & Lopez-Guede, J. M. (2013). Application of Differential Evolution as method of pitch control setting in a wind türbine. International Conference on Renewable Energies and Power Quality (ICREPQ 13), Bilbao, [17] Matlab R2010b Enterprise, Copyright [18] Doğan, H., & Yılankırkan N. (2015). Türkiye nin Enerji Verimliliği Potansiyeli ve Projeksiyonu. Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi, Part C: Tasarım ve Teknoloji, 3(1),

31 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) CEM I VE CEM II Çimentosu İçeren Beton Karışımlarının Kıyaslamalı İncelenmesi Onur Can BOYACI 1,, Ali Mardani-AGHABAGLOU 2, Kambiz RAMYAR 1 1 İnşaat Mühendisliği Bölümü, Ege Üniversitesi, Bornova-İzmir, TÜRKİYE 2 İnşaat Mühendisliği Bölümü, Uludağ Üniversitesi, Görükle-Bursa, TÜRKİYE ÖZ Başvuru: 19/05/2016 Kabul: 11/10/2016 Bu çalışmada, aynı çimento fabrikası ürünü olan CEM I 42,5 R ve CEM II/B (L-W) 42,5 R tipi çimentoların, betonun özeliklerine etkisi kıyaslamalı olarak incelenmiştir. Bu amaçla, üç farklı su/çimento(s/ç) oranında (0,58, 0,39, 0,36) olmak üzere altı farklı beton karışımı üretilmiştir. Betonların birim hacim ağırlık, hava içeriği, kıvam, kıvam kaybı ve yayılma gibi taze hal özeliklerine ilaveten, sertleşmiş numunelerin basınç dayanımı, geçiş özelikleri ve kuruma-büzülme kaynaklı boy değişimi incelenmiştir. Beklenildiği gibi s/ç oranının artışı beton özeliklerini olumsuz yönde etkilemiştir. Betonun erken dayanım, kılcal su emme ve kuruma-büzülmesi haricinde, diğer özelikleri bakımından CEM II çimentosu daha yüksek performans göstermiştir. Bu durumun, mineral katkının betonun boşluk yapısını iyileştirdiğinden kaynaklandığı kanısına varılmıştır. Mineral katkının, betonun kılcal su emme ve kuruma büzülmesine olumsuz etkisi, iri kapiler boşlukların küçük boşluklara dönüşmesinden kaynaklanabileceği düşünülmüştür. Anahtar kelimeler: Çimento tipi, su/çimento oranı, geçiş özelikleri, kuruma büzülmesi. ABSTRACT Comparative Study of CEM I and CEM II Cement-Bearing Concrete Mixtures In this study, the effects of a CEM I 42.5 R and a CEM II B/(L-W) 42.5 R cement, products of the same plant, on the properties of concrete were investigated, comparatively. For this purpose, six different concrete mixes were produced at three water/cement (w/c) ratios. The unit weight, air content, slump, slump loss, and slump flow of fresh concrete were determined. Furthermore, compressive strength, transport properties and length change caused by drying-shrinkage of hardened concrete were studied. As it was expected, regardless of the cement type, concrete properties were suffered upon increasing w/c ratio. Except for early strength, water sorptivity and drying-shrinkage of concrete, CEM II showed better performance than CEM I. This improvement was attributed to the pore refinement as well as the grain refinement effects of mineral admixture in concrete. The increase in water sorptivity and drying-shrinkage of concrete, in the presence of mineral admixture, seems to be arisen from the conversion of macro capillary pores into micro-capillaries. Keywords: Cement type, water/cement ratio, transport properties, drying shrinkage İletişim yazarı, oncbyc@gmail.com

32 206 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Onur Can BOYACI,Kambiz RAMYAR, Ali Mardani-AGHABAGLOU 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Ülkemizde son yıllarda en çok CEM I ve CEM II çimentoları kullanılmaktadır[1]. Bu çimentolar ile üretilen betonların, çimentonun klinker içeriği ve kullanılan mineral katkı türü ile miktarına bağlı olarak, hidratasyon ısısı, priz süresi, dayanım kazanma ve çeşitli durabilite özeliklerinde farklılık olması beklenir. Bu değişkenlerin incelenmesi, gerekirse iyileştirilmesi ve beton özeliklerine etkisi önemli bir araştırma konusudur[2-3]. Çimento özeliklerinin yanı sıra karışımdaki miktarı ve s/ç oranı da betonun mekanik ve durabilite özelikleri üzerinde oldukça etkilidir. Özellikle s/ç oranının azalmasıyla geçirimlilik ve mekanik özeliklerin iyileştiği bilinmektedir[2-7]. CEM II çimentoları üretilirken kullanılan puzolanlar, kendi başına bağlayıcılık özeliği çok az olan veya hiç olmayan, ancak (doğal olarak veya öğütülme sonucunda) çok ince taneli olduklarında, sulu ortamda kalsiyum hidroksitle kimyasal reaksiyona girdiklerinde, hidrolik bağlayıcılık özeliklerine sahip bileşenlerin oluşmasını sağlayan silisli veya silis ve alüminli malzemelerdir[4]. Çimento tipinin beton özeliklerine etkisinin incelendiği çalışmalarda, mineral katkı kullanılan karışımların geçirimlilik özeliklerinin CEM I çimentosu kullanılan karışımlardan daha iyi olduğu gözlemlenmiştir[5-7]. Bu durum, kullanılan mineral katkıların çimento hidratasyonu sonucu ortaya çıkan kalsiyum hidroksitle tepkimeye girerek yeni bağlayıcı bileşikler oluşturması, boşlukları doldurması ve matris-agrega ara yüzeyini güçlendirmesi ile açıklanmıştır. Mineral katkıların betonun dayanım ve geçirimliliğine etkisi ile ilgili çok sayıda çalışma yapılmıştır. Bu çalışmalardan, çimentonun bir bölümü yerine kullanılan mineral katkının, betonun erken dayanımını azalttığı, ileri yaş dayanım ve geçirimsizliği arttırdığı, bu etkilerin mineral katkının mineralojik ve kimyasal kompozisyonu, inceliği ve morfolojisi gibi özelikleri ile ikame oranına bağlı olarak değiştiği bilinmektedir[2,4,8]. Ancak, bu katkıların betonun kuruma büzülmesine etkisi ile ilgili nispeten az ve çelişkili raporlar mevcuttur[9]. Bu durumun, mineral katkı türü ve miktarından olduğu gibi, deney koşullarından da kaynaklanabileceği bilinmektedir. Çoğu araştırmada deney koşulları ile ilgili detaylı bilgi bulunmadığından bu etkiyi netleştirmek mümkün olmamaktadır. Bilindiği gibi betonda kuruma makro boşluklardaki su kaybı ile başlamaktadır. Bu aşamada betonda kayda değer büzülme oluşmamaktadır. Daha sonra mikro boşluklardan, kuruyan makro boşluklara su hareketi betonda önemli miktarda kuruma büzülmesine yol açmaktadır. Kuruma büzülmesi hamur, beton ve çevre kaynaklı parametrelerden etkilenmektedir. Hamurun, gözenekliliği, yaşı, bakım sıcaklığı, nem içeriği, çimento kompozisyonu, içerdiği mineral katkının türü ve miktarı betonun kuruma büzülmesini etkileyen özelikleridir. Agreganın rijitliği, betonun agrega içeriği, beton elemanın hacim/alan oranı ve kalınlığı, kuruma büzülmesini etkileyen beton parametreleri olarak sıralanabilir. Bağıl nem, kuruma hızı, kurumanın ne zaman başladığı ve ne kadar süre devam ettiği, betonun kuruma büzülmesini etkileyen çevresel parametrelerdir[3, 8]. Bu çalışmada üç farklı s/ç oranına sahip iki farklı çimentodan üretilen betonların birim hacim ağırlık, kıvam, kıvam kaybı ve yayılma gibi taze hal özelikleri ile sertleşmiş numunelerin basınç dayanımı, geçiş özelikleri ve kuruma büzülme kaynaklı boy değişimi incelenmiştir. DENEYSEL ÇALIŞMA Malzeme ve Karışım Oranları Çalışmada, aynı fabrika ürünü CEM I 42,5 R ve CEM II/B (L-W) 42,5 R çimentoları kullanılmıştır. Çimentoların kimyasal ve mekanik özelikleri sırasıyla Tablo 1 ve Tablo 2 de verilmiştir. Çalışmada kullanılan kırma kireçtaşı agregalar 0/3, 0/5, 5/15, 15/25 mm olmak üzere 4 farklı büyüklük aralığında temin edilmiştir. Agregaların su emme oranı, özgül ağırlığı ve elek analizi sırasıyla TS EN ve TS 3530 standartlarına göre yapılmıştır. Agregaların fiziksel özelikleri Tablo 3 de verilmiştir. Çeşitli boy fraksiyonlarındaki agregaların uygun oranlarda karıştırılmasıyla oluşturulan ve farklı s/ç oranına sahip betonlarda kullanılan agregaların gradasyon eğrileri Şekil 1 de verilmiştir. Tablo 1. Çimentoların kimyasal analizi Oksit N* K* CaO 64,13 54,03 SiO2 18,48 23,36 Al2O3 4,40 7,98 Fe2O3 3,12 3,50 MgO 1,35 1,81 Na2O 0,44 1,23 K2O 0,78 0,92 SO3 3,51 3,40 Cl - 0,006 0,073 Serbest CaO 1,34 2,32

33 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Onur Can BOYACI,Kambiz RAMYAR, Ali Mardani-AGHABAGLOU 207 Katkı 4,98 ** 5,84 ** +17,49 *** Kızdırma Kaybı 3,75 2,85 Çözünmeyen Kalıntı 0,03 0,85 TOPLAM 97,586 99,473 * N: CEM I 42,5R çimentosunu, K:CEM II / B (L-W) 42,5R çimentosunu göstermektedir. ** Kalker içeriği (L), *** Kalkersi Uçucu Kül içeriği (W) Tablo 2. Çimentoların mekanik ve fiziksel özelikleri Özelikler N K 2 Gün 30,0 30,5 7 Gün 46,2 44,9 Basınç Dayanımı (MPa) 28 Gün 59,6 58,7 90 Gün 64,5 65,5 180 Gün 67,7 70 Özgül yüzey alanı (cm 2 /g) İncelik mm elekte kalan (%) 1,0 0, mm elekte kalan (%) 23,0 14,0 Özgül Ağırlık 3,11 2,98 Priz süresi Başlangıç (dakika) Bitiş (dakika) Standart Kıvam için su gereksinimi (%) 28,2 30,3 Le Chatelier Genleşmesi (mm) 0 1 Tablo 3. Agrega su emme oranı ve özgül ağırlığı 0/3 mm 0/5 mm 5/15 mm 15/25 mm Özgül Ağırlık (Görünür) 2,71 2,74 2,68 2,69 Özgül Ağırlık (Fırın kurusu) 2,63 2,68 2,65 2,66 Özgül Ağırlık (DYK) 2,66 2,7 2,66 2,67 Su emme kapasitesi (%) 1,15 0,75 0,45 0,45

34 208 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Onur Can BOYACI,Kambiz RAMYAR, Ali Mardani-AGHABAGLOU Şekil 1. Agregaların tane büyüklüğü dağılımı ve standart sınırları Betonun kıvamının ve işlenebilirliğinin istenilen düzeyde tutulabilmesi için yüksek oranda su azaltıcı katkı kullanılmıştır. Kimyasal katkının, polikarboksilik eter esaslı, 1,1 kg/litre yoğunlukta olduğu, klor ile alkali içeriğinin EN 480 standardında öngörülen değerlerin altında olduğu üretici firma tarafından bildirilmiştir. Katkının, betonun hava içeriğine olumsuz bir etkisi olmadığı, hatta katkı dozajının artışı ile betonun hava içeriğinde az miktarda azalma oluştuğu görülmüştür(tablo 4). 0,36, 0,39, 0,58 olmak üzere üç farklı s/ç oranına sahip betonların karışım oranları Tablo 4 te verilmiştir. S/ç oranı hesabında kimyasal katkının su içeriği dikkate alınmamıştır. Karışımlar, çimento türü ve s/ç oranına göre adlandırılmıştır. Örneğin, N-36, normal (CEM I) çimentosundan üretilen ve 0,36 s/ç oranına sahip beton karışımını, K-58 ise katkılı (CEM II) çimentodan üretilen ve s/ç oranı 0,58 olan karışımı göstermektedir. Tablo 4. Beton karışım oranları (kg/m 3 ) Karışım N-36 N-39 N-58 K-36 K-39 K-58 Çimento Su Su/çimento oranı Akışkanlaştırıcı katkı 5,8 4,7 1,8 6 5,2 2,1 Agrega (DYK) 0-3 mm mm mm mm Birim hacim ağırlığı (kg) Hava(%) 1,4 1,6 1,7 1,2 1,4 1,4 Çökme(mm) saat sonundaki çökme (mm) Yayılma(mm)

35 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Onur Can BOYACI,Kambiz RAMYAR, Ali Mardani-AGHABAGLOU 209 YÖNTEM Taze ve sertleşmiş beton numunelerine uygulanan deneylerde Tablo 5 de verilen standartlar kullanılmıştır. Tablo 5. Beton deneyleri ve standartları Deneyler Standartlar Taze hal deneyleri Birim hacim ağırlık TS EN [10] Çökme değeri, yayılma ve kıvam kaybı TS EN [11] Hava içeriği TS EN [12] Sertleşmiş hal deneyleri Basınç dayanımı TS EN [13] Su emme ve özgül ağırlığı TS EN [14] Kılcal su emme ASTM C [15] Basınç altında su işleme derinliği TS EN [16] Klor iyon geçirimliliği ASTM C [17] Kuruma büzülme kaynaklı boy değişimi ölçümleri, 75x75x285 mm lik beton örneklerinin 28 günlük su kürlemesi sonunda %50-55 bağıl neme sahip ortamda bekletilerek yapılmıştır. Ölçümler, 5 günde bir yapılarak 55 gün boyunca devam etmiştir. DENEY SONUÇLARI Basınç Dayanımı Hazırlanan 6 seri karışımdan alınan numunelerin 3, 7, 28 günlük basınç dayanımları ve birbiriyle ilişkileri Şekil 2 de verilmiştir. Şekil 2. Basınç dayanımları Beklenildiği gibi s/ç oranı arttıkça basınç dayanımları azalmıştır. S/ç oranı birbirine yakın olan 0,36 ve 0,39 luk karışımların nihai basınç dayanımları yakın çıkmıştır. Portland çimentosu daha hızlı hidrate olduğundan N serisi karışımların erken dayanımları K serisinden daha yüksek olmuştur. Normal çimentoya kıyasla, katkılı çimentonun yüksek olan inceliği, çimento türünden kaynaklanan, betonların 3 günlük dayanım farkını kapatmakta yeterli olmadığı görülmüştür. Bu dayanım farkı azalarak ilk 7 günde devam etmiştir.7. günden itibaren katkılı çimentoda başlayan puzolanik tepkimeler dayanımda artışa neden olmuştur. 28 günlük dayanım açısından özellikle düşük s/ç oranında iyi performans göstermiştir. Buradan, bir kez daha, katkılı çimento içeren betonlarda daha uzun kür süresinin gereği ve daha düşük s/ç oranının önemi belirlenmiştir. Su Emme ve Geçirimlilik Özelikleri S/ç oranının artmasıyla birlikte artan kapiler boşluklar, sertleşmiş betonun su emme yüzdesini belirlemektedir. Bu durum çimento tipinden bağımsız olarak, bu çalışma kapsamında hazırlanan 28 günlük numunelerde de tespit edilmiştir (Tablo 6). Ancak katkılı çimento içeren karışımların geçirimliliğinin, benzeri kontrol karışımlarına kıyasla, yarı yarıya veya daha yüksek oranlarda az olduğu görülmüştür. Mineral katkının etkinliği, basınç altında su işleme derinliğinde daha da bariz olmuştur. Bu durumun bir ölçüde inceliği fazla olan katkılı çimentoda yer alan mineral katkının fiziksel olarak beton boşluklarını tıkamasından, bir ölçüde de puzolanik reaksiyon ürünlerinin büyük boşlukları, küçük ve bağlantısız boşluklara dönüştürmesinden kaynaklandığı düşünülmektedir.

36 210 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Onur Can BOYACI,Kambiz RAMYAR, Ali Mardani-AGHABAGLOU Tablo 6. Karışımların su emme ve basınç altında su işleme derinlikleri Karışım Su emme(%) Basınç altında su işleme derinliği(cm) N58 2,58 7,07 N39 1,33 1,74 N36 1,23 1,5 K58 2,5 3,6 K39 0,71 0,77 K36 0,6 0,5 28 günlük beton numunelerin başlangıç ve ikincil kılcal su emme eğrileri ASTM C 1585 standardında belirtilen tarzda elde edilmiştir. Örnek olarak N-36 karışımına ait deney sonuçları ve bu noktalardan geçen en uyumlu doğrular Şekil 3 te gösterilmiştir. Benzer doğrular diğer karışımlar için de çizilmiştir. Bu doğruların eğimi başlangıç veya ikincil su emme oranı olarak Tablo 7 de verilmiştir. Görüldüğü gibi s/ç oranının azalması ve mineral katkının yokluğu betonun bu özeliğini iyileştirmiştir. Katkının olumsuz etkisi başlangıç su emme oranında ve s/ç oranı düşük olan karışımlarda daha da çarpıcı olmuştur. Bilindiği gibi kılcal su emme, kapiler etki oluşabilecek nispeten küçük kapiler boşluklara bağlıdır. Deney sonuçlarından mineral katkının büyük boşlukların küçülmesinde oldukça etkili olarak başlangıç su emme oranını arttırdığı, fakat ikincil su emme oranını etkileyen daha küçük boşlukların azaltılmasında aynı oranda etkili olmadığı anlaşılmıştır Şekil 3. N-36 karışımına ait kılcal su emme grafiği Tablo 7. Başlangıç ve ikincil su emme oranları (mm/s1/2x10-3) Karışımlar Başlangıç su emme oranı İkincil su emme oranı N-36 2,2 0,71 N-39 2,3 0,76 N-58 11,4 2,2 K-36 4,5 0,9 K-39 4,6 1 K-58 9,3 1,7 Şekil 4 te verilen klor iyon geçirimliliği deney sonuçlarından görüldüğü gibi s/ç oranı arttıkça, betonun bu özeliği de olumsuz etkilenmiştir. Bu olumsuz etki CEM I içeren betonlarda daha da çarpıcı olmuştur. Mineral katkılı beton karışımlarının daha yüksek klor iyonu tutma (bağlama) özeliği, diğer araştırmacılar tarafından da bildirilmiştir[18]. ASTM C de belirlenmiş olan klor iyonu geçirimlilik sınıflarına göre N-58 yüksek geçirimli, N-39 orta geçirimli, K-58 ve N-36 düşük geçirimli, K-36 ve K-39 karışımları ise çok düşük geçirimli olduğu anlaşılmıştır.

37 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Onur Can BOYACI,Kambiz RAMYAR, Ali Mardani-AGHABAGLOU 211 CEM I içeren karışımlar daha yüksek erken dayanım gösterirken, 28 günlük dayanımlar beklendiği gibi, CEM II içeren karışımlarda daha fazla olmuştur. 28 gün standart su kürüne tabi tutulan ve CEM II içeren beton karışımları, benzeri CEM I içerenlerden, su emme, basınç altında su işleme derinliği ve klor iyonu geçirimliliği bakımından daha üstün performans göstermiştir. Bu etki karışımın s/ç oranının azalmasıyla artmıştır. 28 gün standart su kürüne tabi tutulan CEM II içeren betonlar, benzer CEM I içerenlere göre daha yüksek kılcal su emme ve kuruma büzülmesi göstermiştir. Betonun kuruma büzülmesi, çimento türünden ziyade, s/ç oranı değişiminden etkilendiği görülmüştür. Şekil 4. Karışımlara ait klor iyon geçirimliliği deneyi sonuçları Kuruma Büzülmesi Çimento tipinden bağımsız olarak s/ç oranının artışıyla betonun kuruma büzülmesi artmıştır. Bunun nedeni çimento hamurunda yer alan kapiler boşluk miktarının daha çok olmasıdır. Yüksek kapiler boşluk oranı beton içindeki suyun kaybını kolaylaştırmıştır (Şekil 5). Ayrıca betonda artan agrega içeriğine bağlı olarak azalan çimento hamuru miktarı kuruma büzülmesini azaltmıştır. Şekil 5. Karışımlara ait kuruma büzülmesi değerleri Çimento tipine göre karşılaştırma yapıldığında CEM II içeren betonların aynı s/ç oranına sahip CEM I içerenlerden biraz yüksek kuruma büzülme gösterdiği anlaşılmıştır. Bu durumun, katkılı çimento içeren betonların daha fazla küçük kapiler boşluk içeriğinden kaynaklandığı düşünülmektedir. Bilindiği gibi betonun geçirimliliği ve dayanımı ağırlıklı olarak büyük boşluklardan, kuruma büzülmesi ve sünmesi ise küçük boşluklardan kaynaklanmaktadır [3]. SONUÇ Deneysel çalışma sonucunda elde dilen verilere göre, çimento türü ve su/çimento oranının değişimiyle betonun dayanımı, geçirimlilik özelikleri ve kuruma büzülmesi ile ilgili aşağıdaki sonuçlara varılmıştır: Çimento türünden bağımsız olarak, karışımın s/ç oranının artmasıyla beklendiği gibi basınç dayanımı, kuruma büzülmesi ve geçirimlilik özelikleri kötü yönde etkilenmiştir. TEŞEKKÜR Deneysel çalışmalar esnasında yardımlarında dolayı Hüseyin Öner ve Hojjat Hosseinnezhad a, malzeme temini için ise Çimentaş Çimento Fabrikasına teşekkür ederiz. KAYNAKLAR [1] Türkiye Çimento Müstahsilleri Birliği.(2015) 2015 Türkiye çimento iç satış, satış dağılım verileri, [2] Neville, A. M.. Properties of Concrete, Pearson Education, [3] Mehta, P. K., & Monteiro, P. J.. Concrete. Berkeley: McGraw-Hill,2006. [4] Erdoğan, T. Y.. Beton,ODTÜ Yayıncılık, Ankara, [5]Githachuri, K., & Alexander, M. G.. Durability Performance Potential and Strength of Blended Portland Limestone Cement Concrete, Cement and Concrete Composites, 39, , [6] Leemann, A., Loser, R., & Münchi, B.. Influence of Cement Type on ITZ Porosity and Chloride Resistance of Self-Compacting Concrete, Cement and Concrete Composites, 32(2), ,2009. [7]Kolias, S., & Georgiou, C.. The Effect of Paste Volume and of Water Content on the Strength and Water Absorption of Concrete, Cement and Concrete Composites, 27(2), , [8] Mindess, S., Young, J. F., & Darwin, D.. Concrete. Pearson Education Inc, [9] Ramyar. K., Effects of Turkish Fly Ashes on the Portland Cement-Fly Ash Systems, Ph.D. Thesis, Middle East Technical University Graduate School of Natural and Applied Science, [10] TS EN (2000)beton- taze beton deneyleribölüm 6: yoğunluk, Türk Standartları Enstitüsü, Ankara. [11] TS EN (2002)beton- taze beton deneyleribölüm 2: çökme (slamp) deneyi, Türk Standartları Enstitüsü, Ankara.

38 212 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Onur Can BOYACI,Kambiz RAMYAR, Ali Mardani-AGHABAGLOU [12] TS EN (2010)beton - taze beton deneyleri - bölüm 7: hava muhtevasının tayini - basınç yöntemleri, Türk Standartları Enstitüsü, Ankara. [13] TS EN (2010)beton - sertleşmiş beton deneyleri -bölüm 3: deney numunelerinin basınç dayanımının tayini, Türk Standartları Enstitüsü, Ankara. [14] TS EN (2010) beton - sertleşmiş beton deneyleri - bölüm 7: sertleşmiş beton yoğunluğunun tayini, Türk Standartları Enstitüsü, Ankara. [15] ASTM C1585. Standard Test Method for Measurement of Rate of Absorption of Water by Hydraulic-Cement Concretes, Annual Book of ASTM Standards, American Society for Testing and Materials, Philadelphia, PA, USA, [16] TS EN (2010) beton - sertleşmiş beton deneyleri - bölüm 8: basınç altında su işleme derinliğinin tayini, Türk Standartları Enstitüsü, Ankara. [17] ASTM C Standard Test Method for Electrical Indication of Concrete s Ability to Resist Chloride Ion Penetration,Annual Book of ASTM Standards, American Society for Testing and Materials, Philadelphia, PA, USA, [18] Yiğiter, H., Yazıcı, H., Aydın, Serdar., Effects of Cement Type, Water/Cement Ratio and Cement Content on Sea Water Resistance of Concrete, Building and Environment, Volume 42, Issue 4, , 2007.

39 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Kritik Üstü Açık Kanal Akımının Detached Eddy ve Large Eddy Simülasyon ile Sayısal Modellenmesi M. Sami AKÖZ 1, N. Göksu SOYDAN 1,, Oğuz ŞİMŞEK 1 1 Çukurova Üniversitesi, Mühendislik Mimarlık Fakültesi, İnşaat Mühendisliği Bölümü, Adana, ÖZ Başvuru:10/06/2016 Düzeltme: 10/08/2016 Kabul: 11/10/2016 Kritik üstü açık kanal akımının üç boyutlu sayısal analizi, sonlu hacimler yöntemine dayalı ANSYS-Fluent ile yapılmıştır. Sayısal hesaplamalarda türbülanslı akımın karakteristiklerinin belirlenmesinde Large Eddy ve Realizable k- tabanlı Detached Eddy Simülasyonu kullanılmıştır. Sayısal hesaplamalarda su yüzü profili, Akışkan Hacimleri Yöntemi ile elde edilmiştir. Kritik üstü akımın hız alanı Lazer Doppler Anemometresi kullanılarak ölçülmüştür. Sayısal modellerden elde edilen akım hızları ve su yüzü profilleri deneysel ölçümlerle karşılaştırılmış, Detached Eddy Simülasyon modelinin hız alanının hesaplanmasında ve su yüzü profilinin belirlenmesinde Large Eddy Simülasyon modeline göre daha başarılı olduğu görülmüştür. Anahtar Kelimeler: DES, Hız profili, Kritik üstü akım, LES, Su yüzü profili, VOF Numerical Modeling of Supercritical Open Channel Flow with Detached Eddy and Large Eddy Simulation ABSTRACT Three-dimensional numerical analysis of supercritical open channel flow is performed by ANSYS FLUENT-based on the finite volume method. In the numerical analysis of supercritical turbulent flow, Large Eddy Simulation and Detached Eddy Simulation based on the Realizable k- turbulence models are used in order to determine turbulence characteristics. The free surface profile is computed using Volume of Fluid method. The velocity field of supercritical open channel flow is measured using Laser Doppler Anemometry (LDA). Computational results for velocities and free surface profiles are compared with measured data. Comparisons show that the Detached Eddy Simulation model is more successful than Large Eddy Simulation in predicting the velocity field and free surface profiles. Keywords: DES, Velocity profile, Supercritical flow, LES, Surface profile, VOF İletişim yazarı, soydang@cu.edu.tr

40 214 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Açık kanal akımları, hidrolik mühendisliği alanında birçok çalışmaya konu olmuştur. Bu tür akımlar çeşitli kriterlere göre sınıflandırılmaktadır. Bunlardan en yaygın olanı Froude sayısına (Fr=V/(gh) 1/2 V; akım hızı, g; yer çekim ivmesi ve h; akım derinliği) göre yapılan sınıflandırmadır. Fr sayısının birden küçük, bire eşit ya da birden büyük olmasına göre akarsu ya da kanaldaki akım sırasıyla kritik altı akım (nehir rejimi), kritik akım ve kritik üstü akım (sel rejimi) olarak isimlendirilmektedir. Serbest yüzeyli akım alanına bir yapının inşa edilmesi halinde bu üç farklı akım rejimi aynı anda gerçekleşebilir. Kritik altı akımlar kritik üstü akımlara göre hızın daha az olduğu su derinliğinin daha yüksek olduğu akım türüdür ve kontrol edilmesi kritik üstü akımlara kıyasla daha kolaydır. Kritik üstü akımlarda hızın yüksek olması, akarsu ya da kanallarda katı yüzeylere uygulanan sürtünme kuvvetinin daha büyük olmasına, dolayısıyla akarsu veya kanalın ıslak çeperi boyunca aşınmasına ve zamanla deforme olmasına sebep olabilmektedir. Geçmişte açık kanal akımları ile ilgili birçok deneysel ve sayısal çalışmalar yapılmıştır. Açık kanal akımlarının fiziksel model deneyleriyle incelenmesi maliyet ve zaman açısından oldukça külfetlidir. Son yıllarda bilgisayar teknolojisinde meydana gelen gelişmeler, hesaplamalı akışkanlar dinamiği (HAD) yöntemlerinin kullanımını sağlayan yazılımlarda da gelişmeye sebep olmuştur. Bu gelişmeler ile birlikte HAD yöntemleri, araştırmacılara akışkan hareketini fiziksel model çalışmalarına göre daha kısa süre içerisinde daha ekonomik ve daha detaylı inceleme imkânı sunmaktadır. HAD hesaplamalarında, türbülanslı akımın hareketini idare eden temel denklemlerin sayısal çözümleri farklı sayısal yöntem ve türbülans modelleri kullanılarak elde edilmektedir. Bu yöntem ve modellerin doğrulanması için sayısal sonuçların deneysel ölçümlerle karşılaştırılması gerekmektedir. Geçmişte birçok araştırmacı tarafından bu amaca yönelik çalışmalar gerçekleştirilmiştir [1-4]. Xu ve ark., [5], silindir etrafındaki ayrılmış türbülanslı akımı Large-Eddy Simülasyon (LES), Detached Eddy Simülasyon (DES) ve düzensiz Reynolds ortalamalı Navier Stokes (URANS) modellerini kullanarak sayısal olarak irdelemişlerdir. Sayısal model sonuçlarından elde edilen ortalama basınç ve sürükleme katsayılarını, hız profillerini, Strouhal sayısını ve Reynolds gerilmesi değerlerini literatürde bulunan deneysel ve sayısal sonuçlarla karşılaştırmışlardır. Kullanılan sayısal modellerin, silindir etrafındaki türbülanslı akım ayrılmasını başarılı bir biçimde tahmin ettiğini belirlemişlerdir. Constantinescu ve ark., [6], kavisli bir kanalda sekonder akımların, türbülans ve sınır kayma gerilmesi üzerindeki etkilerini deneysel ve sayısal olarak incelemişlerdir. Deneysel olarak elde edilen akım doğrultusundaki hız ve vortisite dağılımlarını, DES ve Reynolds ortalamalı Navier Stokes (RANS) modelinden elde ettikleri sayısal sonuçlar ile karşılaştırmışlar ve DES modelinin RANS a göre deneysel sonuçlara daha fazla yakınsadığını belirtmişlerdir. Nasif ve ark., [7], sığ su koşullarında açık kanal akımı içerisine yerleştirilmiş keskin kenarlı dik engel etrafındaki üç boyutlu akımı, k- SST tabanlı DES modelini kullanarak sayısal olarak modellemişlerdir. Kuyruk bölgesindeki ortalama ve anlık hız alanı karakteristiklerini, farklı mansap yerleşim durumlarında incelemişlerdir. At nalı vortekslerin, yapının önünde ve akım doğrultusunda pozitif hızın yatay düzlemde yatağa yakın kuyruk merkez çizgisinde oluştuğunu rapor etmişlerdir. Hassanzadeh ve ark., [8], küre etrafındaki türbülanslı akımı LES modelini kullanarak sayısal olarak modellemişler ve elde edilen sonuçları önceki çalışmalarla karşılaştırmışlardır. Küre mansabında oluşan ayrılma bölgesindeki akım yapısını, hız alanını, ve akımın topolojisini ayrıntılı bir şekilde sayısal ve deneysel olarak incelemişlerdir. Deneysel ölçümlerle yapılan karşılaştırmalardan, LES modelinin oldukça başarılı olduğunu rapor etmişlerdir. Gholami ve ark., [9], dik eğimli taban üzerindeki açık kanal akımını sayısal olarak modellemişler ve deneysel ölçümlerle karşılaştırmışlardır. Sayısal modellemede, Renormalization Group k- türbülans modelini kullanmışlar ve su yüzünü akışkan hacimleri yöntemi ile hesaplamışlardır. Sayısal ve deneysel karşılaştırmalardan Renormalization Group k- modelinin dik eğimli açık kanal akımını modellemede başarılı olduğu sonucuna varmışlardır. Aköz ve ark., [10], yarım silindir üzerinden geçen açık kanal akımının özelliklerini sayısal ve deneysel olarak incelemişlerdir. Hız alanını Lazer Doppler Anemometresini kullanarak ölçmüşlerdir. Türbülanslı akımın hareketini idare eden temel denklemler, ANSYS- Fluent programı yardımı ile Standart k-, Renormalization Group k-, Realizable k-, Modified k-, Shear Stress Transport ve Reynolds Stress türbülans modelleri kullanılarak çözülmüştür. Sayısal hesaplamalardan elde edilen hız alanı ve su yüzü profilleri, deneysel sonuçlarla karşılaştırılmıştır ve çalışma sonucunda Reynolds Stress modelinin akım karakteristiklerini tahmin etmede diğer modellere göre daha başarılı olduğunu belirlemişlerdir. Bu çalışmada, eşik sonrası oluşan kritik üstü üç boyutlu açık kanal akımı iki farklı debi durumu için Large Eddy Simülasyon (LES) ve Realizable k- tabanlı Detached Eddy Simülasyon (DES) modelleri ile sayısal olarak modellenmiştir. Sayısal modelleme sonuçlarının ağ yapısından bağımsızlığını kontrol etmek için Ağ Yakınsama İndeksi (Grid Convergence Index-GCI) yöntemi kullanılmış ve farklı yoğunluklara sahip çözüm ağları oluşturulmuştur. Laboratuvar ortamında yapılan hız alanı ile ilgili deneysel ölçümler Lazer Doppler Anemometresi (LDA) kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Sayısal hesaplamalardan elde edilen hız ve akım profillerine ait bulgular deneysel ölçümlerle karşılaştırılmıştır. Yüksek eğriliğe sahip çok daha karmaşık açık kanal akımlarının modellenmesinde LES ve DES ile ilgili literatürde birçok çalışma bulunmaktadır ve büyük çalkantıların bulunduğu karmaşık ve düzensiz akım durumlarının olduğu bölgelerde Reynolds Ortalamalı Navier Stokes modellerine göre daha başarılı tahminler yapabildiği bilinen bir gerçektir (ANSYS [11],Jiang ve Lai [12]). Bu çalışma literatüre ek olarak, çok karmaşık olmayan akım şartları altında LES ve DES modellerinin nasıl bir performans sergileyeceği ve küçük çalkantı durumlarındaki hız alanın ve serbest su yüzünün belirlenmesindeki başarısının test edilmesi amacı ile gerçekleştirilmiştir.

41 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK MATERYAL VE YÖNTEM (MATERIAL AND METHOD) 2.1. Deneyler (Experiments) Deneyler, İnşaat Mühendisliği Hidrolik Laboratuvarında bulunan uzunluğu 8,0 m, genişliği ve yüksekliği 0,3 m olan cam duvarlı bir açık kanalda yapılmıştır (Şekil 1). Hazneden deney kanalına suyun iletilmesi bir pompa yardımıyla gerçekleştirilmiştir. Kritik üstü akım koşullarının sağlanabilmesi için mansap eğimi 1/5 ve kret yüksekliği 0,075 m olan eşik kullanılmıştır. Deneylerde kullanılan eşik 0,5 m uzunluğunda olup kanal girişine 2,1 m mesafededir. Lazer Doppler Anemometresi (LDA) ile yapılan hız ölçümleri, akım debisi Q1=0,0076 m 3 /s (Durum 1) ve Q2=0,0142 m 3 /s (Durum 2) olacak şekilde iki farklı akım koşulunda gerçekleştirilmiştir. Durum 1 için eşik üstündeki su derinliği h1=3,50 cm, ortalama hız V1=0,67 m/s, Froude sayısı Fr1 (=V1/(gh1)1/2)=1,15 ve Reynolds sayısı Re1 (=4V1R1/)67000 olarak belirlenmiştir. Durum 2 için h2=5,72 cm, ortalama hızı V2=0,80 m/s, Froude sayısı Fr2 (=V2/(gh2)1/2)=1,06 ve Reynolds sayısı Re2 (=4V2R2/) olarak belirlenmiştir (R0; hidrolik yarıçap ve ; kinematik viskozitedir ve hesaplamalarda 1,14x10-6 m/s 2 olarak alınmıştır). Ele alınan bölge, eşik kret başlangıcının (x=70 cm) mansabında, yani eşik sonrası kritik üstü akım koşullarının oluştuğu bölgedir. Burada hesaplanan Fr sayısı küçük debi için 3,77 ve büyük debi için ise 2,8 dir. Hız alanın ölçülmesinde Dantec LDA62N04 hız ölçüm sistemi kullanılmıştır. Bu sistem, ölçüm bölgesine gönderilen iki lazer ışınının kesiştiği noktadan geçen parçacıklar yardımıyla o noktadaki lazer ışınları düzlemindeki anlık akım hız bileşeninin belirli zaman aralıklarında ölçülmesini sağlamaktadır. Zaman serisi olarak kaydedilen hız değerlerinden, o noktaya ait zamansal ortalama akım hızı, türbülans hız sapınçları, türbülans şiddeti gibi çeşitli türbülans karakteristiklerinin belirlenmesi mümkün olmaktadır. LDA sistemi, ortalama hız ve hız sapıncı değerlerini %95 doğruluk mertebesinde belirlemektedir. Akımın su yüzü profili limnimetre kullanılarak ölçülmüştür. Lazer Foto detektör Bilgisayar Şekil 1. Deney Düzeneği (Experimental Set-up) Akım İşlemcisi 2.2. Temel Denklemler (Governing Equations) Üç-boyutlu, sıkışmayan, türbülanslı açık kanal akımının hareketini idare eden temel denklemler, kütlenin ve momentumun korunumu (Reynolds-ortalamalı Navier- Stokes) denklemleri aşağıdaki gibidir: u x i i 0 2 ui ui p ui u j gi t x 2 j xi x j ij x j (1) (2) (1) ve (2) denklemlerinde ui, xi doğrultusundaki hız bileşeni, g yer çekimi ivmesi, p basınç, μ dinamik viskozite, ρ akışkan yoğunluğu ve ij türbülans (Reynolds) gerilmeleridir. Bu çalışmaya konu olan üç boyutlu akımı idare eden yukarıdaki 4 adet denklem 10 adet bilinmeyen içermektedir, bunlar: üç hız bileşeni u, basınç p ve 6 bağımsız Reynolds gerilmesidir ( uiu j ). Böylece, denklem sisteminin çözülebilmesi için türbülans gerilmelerinin tanımlanmasına ihtiyaç duyulmaktadır. Bu sorun, yukarıdaki zamansal-ortalama denklemlerin sayısal çözümü sürecinde, denklemlerde yer alan türbülans gerilmelerinin uygun türbülans kapatma modelleriyle tanımlanmasını gerektirmektedir. Türbülans viskozitesinin doğrusal olarak ifade edilmesini esas alan Boussinesq yaklaşımına göre (2) i

42 216 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK denklemindeki türbülans kayma gerilmeleri bünye denklemi ile sıkışmayan akımlar için aşağıdaki gibi verilmiştir: Y k k l des 3 2 (5) burada u u i j ij uiu j 2 t k ij (3) x j x i 3 u i ve u j yatay ve düşey türbülans hız sapınçları, µt türbülans viskozitesi, k ( uiu i / 2 ) türbülans kinetik enerjisi ve Kronecker deltadır. ij 2.3. Sayısal Modeller (Numerical Models) Denklem (3) de görülen t türbülans viskozitesinin hesaplanmasında birçok türbülans kapatma modeli geliştirilmiştir. Bu çalışmada, t nin hesabında Reynolds Ortalamalı Navier Stokes denklemlerinin çözümüne dayalı Realizable k-ε tabanlı Detached Eddy Simülasyon modeli ve Large Eddy Simülasyon modeli kullanılmıştır (ANSYS, [11]) Detached Eddy Simülasyon (DES) Türbülans Modeli (Detached Eddy Simulation Turbulence Model) DES modeli genellikle LES ve RANS modellerinin birleştirilmesi sonucunda elde edilmiş hibrit bir modeldir. Bu model, LES ve RANS modellerini yüksek Reynolds sayılı, harici aerodinamik simülasyonlarının mevcut olduğu uygulamalar için birleştirmektedir. ANSYS-Fluent, DES için 4 farklı model önermektedir. Bunlar, Spalart-Allmaras, Realizable k-, SST k- ve Transition SST modelleridir. DES modelinin hesaplama maliyeti, RANS modellerine göre daha fazla ancak LES modeline göre daha azdır. Bu çalışmada, DES ile yapılan sayısal hesaplamalarda Realizable k- alt modeli kullanılmıştır. Realizable k- (RKE) Tabanlı Detached Eddy Simülasyon (DES) Türbülans Modeli (Detached Eddy Simulation with the Realizable k-ε Model) RKE türbülans modeli ile çalıştırılan DES modeli, RKE modelinin çözdüğü ve denklem 4 te verilen k türbülans kinetik enerji denklemindeki kayıp terimi dışında, benzer denklemleri kullanmaktadır. k ( k) ( ku ) i Γ k Gk ε t xi x j x j (4) Denklem 4 te verilen Gk terimi türbülans kinetik enerji üretim miktarını, ε ise türbülans kinetik enerji kayıp miktarını göstermektedir. DES modelinde, RKE denklemindeki kayıp terimi şu şekilde ifade edilmiştir: burada, l min( l, l ) (6) des l rke 3 k 2 rke les (7) l les C des max (8) burada Cdes, DES modelinde kullanılan kalibrasyon sabitidir ve değeri 0,61 olarak alınır ANSYS [11]. max ise maksimum yersel ağ aralığıdır (x, y, z). ldes=lrke durumlarında RKE modelindeki k formülasyonunun kayıp terimi için şu şekilde bir denklem elde edilecektir: Y k. Spalart-Allmaras modeline benzer şekilde, sınır tabakası boyunca RANS modunu korumak için gecikme kavramı Realizable DES modeline de uygulanabilir. Bu uygulamada RANS modeli için ilk ağ yüksekliği, max, sınır tabakası kalınlığını aştığı durumda DES modeli tüm sınır tabakası boyunca RANS modunda çözüm yapar. Eğer max< ise, DES modeli sınır tabakasını çözmek için LES modunu kullanır. Bundan dolayı, sınır tabakası boyunca RANS modunu korumak için, ANSYS Fluent, gecikmiş seçenek veya DDES olarak bilinen yeni bir DES formülasyonu bulundurmaktadır. Bu koşullarda Denklem 6 daki DES uzunluğu ( ldes), şu şekilde yeniden tanımlanır: l l f max 0, l C (9) des rke d rke des max Large Eddy Simülasyon (LES) Türbülans Modeli (Large Eddy Simulation Turbulence Model) Large Eddy Simülasyon modeli, büyük çalkantıların direkt olarak çözüldüğü ve küçük çalkantıların ise modellendiği bir modeldir. LES modelinde momentum, kütle, enerji ve pasif skalerler büyük çalkantılar tarafından taşınmaktadır. Büyük çalkantıların çözümü daha büyük problemler içerir. Bu büyük çalkantılar akımın başlangıç ve sınır koşulları ile belirlenirler. Küçük çalkantıların akımın geometrisine bağlılığı çok azdır, izotropik yapıda olma eğilimindedirler, dolayısıyla daha evrenseldirler. Küçük çalkantıların evrensel bir türbülans modeli ile çözümü mümkündür. Burada belirtilmesi gereken önemli ayrıntı küçük ölçekli çalkantıların filtrelenmesi ağ yapısındaki hücrelerin boyutlarına bağlıdır. Kullanılan ağ hücrelerinin

43 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK 217 boyutlarının artması filtrelenen çalkantıların boyutlarını da artırmaktadır. LES modelinde filtrelenen bileşen şu şekilde ifade edilir: f x) f ( x) G( x, x) dx D (, f ( x) f ( x) f ( x) (10) Burada f ( x ), f ( x) ve G( x, x ) sırasıyla filtrelenmeyen fonksiyonu, alt grid ölçekli çalkantı kısmını ve filtrelenen fonksiyonu göstermektedir. Filtrelenen fonksiyon şu özelliğe sahiptir: G( x, x) (, ) 1 G x x (11) Sıkışmayan akımlar için filtrelenmiş Navier Stokes denklemleri: ui u i p 2 ij u u 1 i j t x j xi x j xix j ve süreklilik denklemi: u x i i 0 (12) (13) şeklinde ifade edilir. LES modeli, herhangi bir RANS türbülans modeline göre çözüm için daha sık bir ağ yapısına ihtiyaç duymaktadır. Buna bağlı olarak stabil bir çözüm sonucuna ulaşabilmek için LES hesaplamaları daha fazla zaman gerektirmektedir. Bu durumun sonucu olarak LES ile yapılan hesaplamalar RANS modelleri ile yapılan hesaplamalara göre daha fazla kayıt hafızasına ihtiyaç duymaktadır. RANS modellerinde de olduğu gibi LES modelinde de alt grid ölçek türbülans kayma gerilmeleri; 1 ij kkij 2t Sij (14) 3 şeklinde ifade edilir. Burada, t türbülans viskozitesini, kk alt grid ölçek gerilmesinin izotropik kısmını göstermektedir ve modellenmemektedir, ancak statik basınç terimine eklenmektedir. S ij ise şekil değiştirme terimini göstermektedir ve şu şekilde ifade edilir: S ij 1 u u i j 2 x j xi (15) Bu çalışmada, LES modelinde alt grid ölçek modeli olarak Smagorinsky-Lily modeli kullanılmıştır (ANSYS, [11]). Smagorinsky-Lily modeli (Smagorinsky-Lily Model) Bu model ilk olarak Smagorinsky [13] tarafından öne sürülen basit bir modeldir. Smagorinsky Lily modelinde türbülans viskozitesi, 2 s μ = ρl S (16) t şeklinde ifade edilir. Burada, Ls alt grid ölçek için karışma boyunu ve S 2S ij S ij yi göstermektedir. ANSYS Fluent programında Ls şu şekilde hesaplanır: L min d, Cs (17) s Burada von Karman sabitini, d katı sınıra en yakın ağ yüksekliğini, Cs Smagorinsky sabitini ve ise yersel ağ büyüklüğünü göstermektedir. ANSYS Fluent programında, hesaplama ağı hacmi V ye göre aşağıdaki şekilde hesaplanmaktadır: =V 1/3 (18) 2.4. Akışkan Hacimleri Yöntemi (Volume of Fluid Method-VOF) Birbiri ile karışmayan iki veya daha fazla akışkan arasındaki fazlar arası ara yüzeyin şekli ve oluşumu incelenmek istendiğinde genellikle sabit bir Eulerian çözüm ağına uygulanabilen VOF modeli kullanılmaktadır (Hirt ve Nichols [14]). Bu çalışmada suhava ara kesitinin hesabında akışkan hacimleri yöntemi (Volume of Fluid, VOF) kullanılmıştır. VOF yöntemi hücrelerin boş, kısmen ya da tam su ile dolu olduğunu belirlemede kullanılmaktadır. Hacimsel doluluk oranını temsilen bir akışkan hacmi (F) tanımlanır. F=1 için ağ elemanı tam dolu, F=0 için boş (hava ile dolu) ve 0<F<1 için ağ elemanı kısmen dolu olmaktadır. Akışkan Hacimleri Yöntemi ile serbest su yüzünün hesaplanmasında Geo-Reconstruct yaklaşımı kullanılmıştır (ANSYS [15]). Bu yaklaşıma göre, öncelikle, kısmen dolu her bir hücrenin, doluluk oranı ve onun türevleri ile ilgili bilgilere dayanılarak, hava-su doğrusal ara yüzünün hücre ağırlık merkezine göre yeri belirlenir. Bir sonraki adımda, hesaplanmış doğrusal ara yüzün yeri ve eleman yüzeylerinde hesaplanmış normal ve teğetsel hız bilgileri kullanılarak her bir eleman yüzeyinden taşınan akışkan miktarları hesaplanır. Son olarak, bir önceki adımda hesaplanan akışkan miktarları göz önüne alınarak, süreklilik denklemi ile her bir hücrenin hacimsel doluluk oranı belirlenir Çözüm Bölgesinin Sınır Şartları (Boundary Conditions of Solution Domain) Eşik sonrası oluşan kritik üstü açık kanal akımının sayısal modeli için kullanılan çözüm bölgesi, sınır şartları ve alt bölgeleri Şekil 2 de verilmiştir. Kullanılan koordinat sisteminin orijini, çözüm bölgesinin sol alt köşesi olarak alınmıştır. Şekil 2 de verilen çözüm bölgesinin üst sınırı ve çıkış bölgesi sınır şartı sıfır basınç (p=0), kanal tabanında ve eşik alt tabanında sıfır hız sınır şartı, yani u=0, v=0 olarak tanımlanmıştır. Akım durumunda sayısal modelde giriş sınır şartı olarak uniform hız dağılımı kullanılmıştır. Düşey hız bileşeni ise v=0 olarak tanımlanmıştır. Zamana bağlı çözüm sürecinde, başlangıç şartı olarak, çözüm bölgesinin giriş sınırında doluluk oranı F=1, diğer bölgeler ve çözüm bölgesinin çıkış sınırında ise F=0 alınmıştır. Sayısal modellemede kullanılan tüm türbülans modelleri için zaman adımı Δt=0,001s olarak seçilmiş ve sayısal

44 218 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK çözümün kararlı hale geldiği 30 s kadar çözüm yapılmıştır. Bu çalışmada RKE tabanlı DES ve LES modelleri kullanılmış, LES modelinde ise katı sınıra yakın bölgeler Smagorinsky-Lily modeli seçilerek hesaplanmıştır. (1) ve (2) temel denklemlerinin, Şekil 2 de görülen sınır şartlarına göre u, v ve için sayısal çözümü, sonlu hacimler yöntemine dayalı ANSYS- Fluent v.12.1 paket programı kullanılarak elde edilmiştir. p y (m) Üst Sınır p=0 0,3 Çözüm Bölgesi VII VIII IX IV V VI 0,075 I II III 0,0 Giriş Sınırı 0,5 Alt Sınır u= 0,670, 0,820 m/s u=0, v=0 v=0 m/s F=1 Şekil 2. Sayısal çözüm bölgesi ve sınır şartları (Solution domain and boundary conditions) 5,0 Çıkış Sınırı p=0 x (m) 2.6. Hesaplama Ağı (Computational Grid) Yapı ile etkileşim halindeki bir akımın sayısal hesaplamalarında hesaplama ağının sonuçlar üzerinde etkili olduğu bilinen bir gerçektir. Bu çalışmadaki probleme uygun hesaplama ağının oluşturulmasında, edinilen deneyimlere bağlı olarak, katı sınırlara doğru ve yüzey profilinde hızlı değişimin söz konusu olduğu bölgelerde hesap ağı sıklaştırılmıştır. Akımın karakteri göz önüne alınarak, Şekil 2 de verilen sayısal çözüm bölgesi, Şekil 3 de görüldüğü gibi, 9 alt bölgeye ayrılmıştır. Üç boyutlu hesaplamalarda kullanılmak üzere modellenen ve şekilde verilen ağ yapısı z doğrultusu boyunca kanal genişliğine eşit şekilde (30 cm) uzatılmış ve 80 eş parçaya bölünmüştür. Her bir alt bölgede eleman sayısı yaklaşık olarak %50 ve %75 artırılmak suretiyle, lineer dörtgen elemanlardan oluşan 3 farklı yoğunluğa sahip ağ yapıları (Ağ-1, Ağ-2, Ağ-3) elde edilmiştir. Ele alınan üçlü ağ sisteminde yapılan sıklaştırmanın uygunluğu, bir başka ifadeyle ağ yapısından bağımsız sayısal çözümler elde etmek amacıyla, Ağ Yakınsama İndeksi (Grid Convergence Index-GCI) yöntemi kullanılmıştır (Çelik ve ark., [16]; Roache, [17]). Ağ-3 sistemiyle, akım hızlarındaki hataların kabul edilebilir bir sınır olan % 2 den küçük olduğu görülmüş ve hesaplama hassasiyetinin ağ yoğunluğundan bağımsızlaştığı kanaatine varılmıştır. Tablo 1 de Ağ-3 sistemi için alt bölgelerde bulunan eleman sayıları verilmiştir. Şekil 4, DES ve LES türbülans modelleri ile elde edilen y + değerlerinin kanal boyunca değişimini göstermektedir. Kirkgöz ve Ardiclioglu [18], y + (=uδ/) değerinin 10 dan küçük olması halinde hız dağılımının, viskoz alt tabakadaki lineer dağılıma uyduğunu rapor etmişlerdir (u=kayma hızı; Δ= yükseklik; =suyun kinematik viskozitesi). Grafik incelendiğinde y + değerinin kanal boyunca 10 değerinin altında olduğu yani ilk ağ elemanının viskoz alt tabaka içerisinde kaldığı görülmektedir. Şekil 3. Sayısal modelde kullanılan hesaplama ağı ve alt bölgeleri (Computational grid and sub-domains in the numerical models)

45 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK 219 Tablo 1. Ağ-3 ün elaman sayıları (Element numbers of Grid 3) Bölge Eleman Sayısı Bölge Eleman Sayısı I 50x200 VI 550x10 II 70x200 VII 50x40 III 550x200 VIII 70x40 IV 50x10 IX 550x40 V 70x10 y DES LES ,0 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 x (m) Şekil 4. DES ve LES ile elde edilen y + değerleri (y + values obtained from DES and LES) 3. BULGULAR VE TARTIŞMA ( RESULTS AND DISCUSSION) 3.1. Deneysel ve Hesaplanan Hız Profilleri (Experimental and Numerical Velocity Profiles) Bu çalışmada kullanılan DES ve LES modellerinin başarılarının kıyaslanması bağlamında, deneysel ve sayısal hesap bulgularının niceliksel olarak karşılaştırılmasında, hız ve su yüzü profilleri için Denklem 19 ve Denklem 20 den hesaplanan Ortalama Karesel Hata (OKH) ve Ortalama Mutlak Göreceli Hata (OMGH) değerleri ölçüt olarak alınmış, Durum 1 ve Durum 2 den elde edilen hız ve su yüzü profilleri için hesaplanan bu değerler sırasıyla Tablo 2 ve Tablo 3 te sunulmuştur. 1 OKH N N n1 ( v d v h ) 2 (19) 1 N vd vh OMGH x100 (20) N v n1 Burada, v ve v sırasıyla deneysel ve hesaplanan d h değerleri, N işlem yapılan hız profilinde ele alınan nokta sayısını göstermektedir. Tablo 2, ölçülen ve hesaplanan hız profillerinden elde edilen OKH ve OMGH değerlerini göstermektedir. Tablonun son satırında ise tüm kesitler göz önünde bulundurularak elde edilen ortalama OKH ve OMGH değerleri sunulmuştur. Tablo incelendiğinde DES modeli kullanılarak elde edilen sayısal hız değerleri ile hesaplanan OKH ve OMGH değerlerinin her iki durumda da LES modeline göre tüm kesitlerde daha küçük olduğu görülmektedir. Buradan, DES türbülans modelinin eşik sonrası oluşan kritik üstü akımın sayısal modellenmesinde LES e göre daha başarılı olduğu anlaşılmaktadır. d Tablo 2. Hız profilleri için DES ve LES türbülans modelleri ile hesaplanan OKH (m 2 /s 2 ) ve OMGH (%) değerleri (Calculated MSE (m 2 /s 2 ) and MARE (%)values with DES and LES for the velocity profiles) Durum 1 Durum 2 x (cm) DES LES DES LES OKH OMGH OKH OMGH OKH OMGH OKH OMGH 70 0,002 3,245 0,043 10,371 0,001 1,458 0,015 4, ,007 6,153 0,068 15,048 0,001 1,808 0,033 7, ,004 5,771 0,056 18,904 0,009 6,365 0,043 11, ,010 8,631 0,071 21,738 0,001 1,519 0,054 13, ,016 11,529 0,074 23,143 0,009 6,933 0,058 16, ,023 14,233 0,085 25,666 0,001 2,554 0,066 17, ,032 17,557 0,102 29,484 0,014 9,105 0,074 19, ,072 27,371 0,109 32,691 0,002 3,438 0,068 19, ,061 25,827 0,131 37,316 0,010 7,908 0,068 20,241 Ort. 0,025 13,369 0,082 23,818 0,005 4,565 0,053 14,463

46 y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) 220 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK Şekil 5 ve 6 da Durum 1 ve Durum 2 için kanalın farklı kesitlerinde DES ve LES modellerinden hesaplanan sayısal hız profilleri ile deneysel olarak ölçülen hız profilleri sunulmuştur. Bu profillerden, ele alınan tüm kesitlerde DES modelinin LES modeline göre, her iki akım durumu için deneylerle daha uyumlu sonuçlar verdiği grafiksel olarak da görülmektedir. LES modeli özellikle katı sınıra yakın bölgelerde oldukça başarısız iken katı sınırdan uzaklaştıkça deneysel ölçümlerle nispeten daha uyumlu bir durum sergilemektedir. Diğer taraftan DES modeli, hem katı sınıra yakın hem de katı sınırdan uzak bölgelerde hızların tahmin edilmesinde oldukça başarılı bir performans göstermiştir. DES bulgularının deneysel ölçümlerle gayet uyumlu olduğu şekillerdeki akım profillerinden de görülmektedir. Deneysel olarak tek boyutlu ölçümler yapılmasına karşın sayısal hesaplamalardan elde edilen bulgulara göre düşey hız büyüklüğü, eğimli yüzey üzerinde yani iki boyutlu akımın görüldüğü bölgede yaklaşık olarak yatay hızın 1/3 ü mertebesindedir. Eşiğin hemen sonrasında ise düşey hızın %0,6 mertebelerinden sıfır değerine doğru gittiği yapılan sayısal modellemeler sonucunda belirlenmiştir. 25 (a) x=70 cm 25 (b) x=115 cm 25 (c) x=190 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) 25 (d) x=240 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) 30 (g) x=390 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) 25 (e) x=290 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) 30 (h) x=440 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) 30 (f) x=340 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) 30 (i) x=490 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) u (m/s) 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) Şekil 5. Kanal boyunca farklı kesitlerde deneysel ve hesaplanan hız profilleri (Durum 1) (Experimental and numerical velocity profiles along the channel in different sections, Case 1) 10 5 Exp. DES LES

47 y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) y (mm) GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK (a) x=70 cm 40 (b) x=115 cm 40 (c) x=190 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) (d) x=240 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) (e) x=290 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) (f) x=340 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) (g) x=390 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) (h) x=440 cm ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) (i) x=490 cm Deney DES LES ,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) 0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) 0 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 u (m/s) Şekil 6. Kanal boyunca farklı kesitlerde deneysel ve hesaplanan hız profilleri (Durum 2) (Experimental and numerical velocity profiles along the channel in different sections, Case 2) 3.2. Deneysel ve Hesaplanan Su Yüzü Profilleri (Experimental and Numerical Free Surface Profiles) Tablo 3 te Durum 1 ve Durum 2 için DES ve LES modelleri kullanılarak elde edilen su yüzü profillerine ait OKH ve OMGH değerleri verilmiştir. Tablodaki değerlerden, hız profillerinde de olduğu gibi her iki durumda da, DES modeli ile elde edilen su yüzü profilinin, LES modellerine göre daha iyi sonuçlar verdiği ve deneylere daha fazla yakınsadığı görülmektedir. Şekil 7 ve 8 de Durum 1 ve Durum 2 için DES ve LES modelleri kullanılarak elde edilen su yüzü profillerinin deneysel ölçümlerle grafiksel olarak karşılaştırılması sunulmuştur. Tablo 3 ile paralel olarak, DES modeli ile elde edilen su yüzü profillerinin LES modeline göre az da olsa deneylerle daha uyumlu olduğu şekillerden de görülmektedir. Türbülans şiddetinin fazla olduğu katı sınıra yakın bölgelerde LES, DES e göre deneylerden çok daha fazla uzaklaşmaktadır. Buna karşın türbülans şiddetinin azaldığı su yüzüne yakın olan bölgelerde ise nispeten daha başarılıdır (Şekil 5 ve 6). Şekil 9 da ise Durum 1 ve Durum 2 için sayısal modellemede daha başarılı olan DES ile elde edilen su yüzü profilinin üç boyutlu gösterimi sunulmuştur.

48 y (m) y (m) y (m) y (m) 222 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK Tablo 3. Su yüzü profilleri için DES ve LES türbülans modelleri ile hesaplanan OKH (m 2 ) ve OMGH (%) değerleri (Calculated MSE (m 2 /s 2 ) and MARE (%)values with DES and LES for the free surface profiles) Durum 1 Durum 2 DES LES DES LES OKH 8x x10-6 4,11x10-6 1,60x10-5 OMGH ,32 7,69 0,30 0,15 Deney DES 0,00 0,0 1,0 2,0 x (m) 3,0 4,0 5,0 6,0 0,30 0,15 Deney LES 0,00 0,0 1,0 2,0 x (m) 3,0 4,0 5,0 6,0 Şekil 7. Kanal boyunca farklı kesitlerde deneysel ve hesaplanan su yüzü profilleri (Durum 1) (Experimental and numerical free surface profiles along the channel in different sections Case 1) 0,30 0,15 Deney DES 0,00 0,0 1,0 2,0 x (m) 3,0 4,0 5,0 6,0 0,30 0,15 0,00 0,0 1,0 2,0 x (m) 3,0 4,0 5,0 6,0 Şekil 8. Kanal boyunca farklı kesitlerde deneysel ve hesaplanan su yüzü profilleri (Durum 2) (Experimental and numerical free surface profiles along the channel in different sections Case 2) Deney LES a) DES b) 0,0 1,0 DES 0,3 2,0 0,2 z (m) 0,1 3,0 0,0 x (m) 4,0 0,3 0,2 5,0 0,1 y (m) 0,0 Şekil 9. DES modeli ile hesaplanan üç boyutlu sayısal su yüzü profili: a) Durum 1, b) Durum 2 (3-D free surface profile calculated with DES model: a) Case1 and b) Case 2

49 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK Deneysel ve Sayısal Türbülans Şiddeti (Experimental and Numerical Turbulence Intensity) Şekil 10 ve 11 de, Durum 1 ve Durum 2 için deneysel ve DES modelinden elde edilen kanal boyunca farklı kesitlerdeki türbülans şiddetlerinin derinlik boyunca değişimleri sunulmuştur. Kanal orta eksenindeki türbülans şiddeti, I, Denklem 21 kullanılarak hesaplanmıştır: I u' u' u 2 (21) Burada, ölçüm yapılan noktadaki hız sapıncını, u ise aynı noktadaki ortalama hızı göstermektedir. Şekil 10 ve 11 incelendiğinde, her iki durumda da DES modeli kullanılarak elde edilen sayısal türbülans şiddetinin ele alınan kesitlerde deneylerle makul ölçüde uyumlu olduğu, eşiğe yaklaştıkça uyumun daha da iyileştiği söylenebilir. k- türbülans modellerinin katı sınıra yakın bölgede akımı modellemede başarısız olduğu, katı sınırdan uzaklaştıkça başarısının arttığı bilinen bir gerçektir. Dolayısıyla mansaba doğru ilerledikçe, türbülans şiddetinin artması ile birlikte RKE modeli daha başarısız olmuştur. Türbülans şiddeti katı sınıra yakın bölgelerde daha büyük değerlere sahip iken katı sınırdan uzaklaştıkça yani serbest yüzeye yaklaştıkça şiddeti azalmaktadır. Öte yandan, eşik yapısından kanal sonuna doğru gittikçe türbülans şiddetinin az da olsa arttığı, bu artışın hem katı sınıra yakın bölgelerde hem de serbest yüzeye yakın bölgelerde gerçekleştiği ifade edilebilir. Bu durum gelişmekte olan kritik üstü akım bölgesinde türbülans kinetik enerjisinin artmasından dolayı türbülans şiddetinin artması ile izah edilebilir. 1,00 x=70 cm 1,00 x=115 cm 1,00 x=190 cm 1,00 x=240 cm DENEY 0,75 0,75 0,75 0,75 DES y/y mak 0,50 y/y mak 0,50 y/y mak 0,50 y/y mak 0,50 0,25 0,25 0,25 0,25 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0 0,2 0,4 0,0 0,2 0,4 0,0 0,2 0,4 0,0 0,2 0,4 I I I I Şekil 10. Kanal boyunca farklı kesitlerdeki deneysel ve sayısal türbülans şiddeti (Durum 1) (Experimental and numerical turbulence intensity along the channel in different sections Case 1) 1,00 x=70 cm 1,00 x=115 cm 1,00 x=190 cm 1,00 x=240 cm DENEY 0,75 0,75 0,75 0,75 DES y/y mak 0,50 y/y mak 0,50 y/y mak 0,50 y/y mak 0,50 0,25 0,25 0,25 0,25 0,00 0,00 0,00 0,00 0,0 0,2 0,4 0,0 0,2 0,4 0,0 0,2 0,4 0,0 0,2 0,4 I I I I Şekil 11. Kanal boyunca farklı kesitlerdeki deneysel ve sayısal türbülans şiddeti (Experimental and numerical turbulence intensity along the channel in different sections Case 2)

50 224 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ M. Sami AKÖZ, N. Göksu SOYDAN, Oğuz ŞİMŞEK 4. SONUÇ (CONCLUSION) Bu çalışmada, türbülanslı kritik üstü açık kanal akımın hareketini idare eden temel denklemler, sonlu hacimler yöntemine dayalı ANSYS-Fluent programı kullanılarak çözülmüştür. Üç boyutlu sayısal modellemelerde Realizable k- tabanlı DES modeli ve LES modeli kullanılmıştır. Serbest su yüzü profilinin hesabı akışkan hacimleri yöntemi ile gerçekleştirilmiştir. Hesaplama ağ yapısının, sayısal çözümler üzerindeki etkisini incelemek üzere, Ağ Yakınsama İndeksi (GCI) ölçüt olarak kullanılmış ve hesaplama hatasının % 2 nin altında kaldığı tespit edilmiştir. Deneysel ölçümler ile yapılan karşılaştırmalardan, Realizable k- tabanlı DES türbülans modelinin LES modeline göre hız profillerini daha başarılı bir şekilde tahmin ettiği görülmüştür. Kanal boyunca oluşan su yüzü profilinin belirlenmesinde ise DES ve LES türbülans modelleri oldukça başarılı sonuçlar vermiştir. Deneysel ve sayısal olarak elde edilen türbülans şiddetlerinin birbirleri ile uyumlu olduğu görülmüş, türbülans şiddetinin maksimum değerine katı sınıra yakın bölgede ulaştığı ve serbest yüzeye doğru ilerledikçe şiddetinin azaldığı tespit edilmiştir. 5. KAYNAKLAR (REFERENCES) 1. Kirkgöz, M. S., Aköz, M. S., ve Öner, A. A., (2008) "Experimental and Theoretical Analyses of Two- Dimensional Flows Upstream of Broad-Crested Weirs", Canadian Journal of Civil Engineering, 35(9): p Akoz, M. S. ve Kirkgoz, M. S., (2009) "Numerical and experimental analyses of the flow around a horizontal wall-mounted circular cylinder", Transactions of the Canadian Society for Mechanical Engineering, 33(2): p Gumus, V., ve ark., (2015) "Numerical Modeling of Submerged Hydraulic Jump from a Sluice Gate", Journal of Irrigation and Drainage Engineering, 142(1): p Yüce, M. I., Al-Babely, A. A., ve Al-Dabbagh, M. A., (2015) "Flow simulation over oblique cylindrical weirs", Canadian Journal of Civil Engineering, (ja). 5. Xu, C.-y., Chen, L.-w., ve Lu, X.-y., (2007) "Largeeddy and detached-eddy simulations of the separated flow around a circular cylinder", Journal of Hydrodynamics, Ser. B, 19(5): p Constantinescu, G., Koken, M., ve Zeng, J., (2011) "The structure of turbulent flow in an open channel bend of strong curvature with deformed bed: Insight provided by detached eddy simulation", Water Resources Research, 47(5). 7. Nasif, G., Barron, R., ve Balachandar, R., (2014) "DES evaluation of near-wake characteristics in a shallow flow", Journal of Fluids and Structures, 45: p Hassanzadeh, R., Sahin, B., ve Ozgoren, M., (2011) "Numerical investigation of flow structures around a sphere", International Journal of Computational Fluid Dynamics, 25(10): p Gholami, A., ve ark., (2014) "Experimental and numerical study on velocity fields and water surface profile in a strongly-curved 90 open channel bend", Engineering Applications of Computational Fluid Mechanics, 8(3): p Aköz, M. S., Gümüs, V., ve Kırkgöz, M. S., (2014) "Numerical Simulation of Flow over a Semicylinder Weir", Journal of Irrigation and Drainage Engineering, 140(6). 11. ANSYS, (2012) "Fluent Theory Guide, ANSYS Inc. ". Vol. 5, p. 12. Jiang, X. ve Lai, C.-H., (2016) "Numerical techniques for direct and large-eddy simulations". CRC Press, p. 13. Smagorinsky, J., (1963) "General circulation experiments with the primitive equations: I. the basic experiment*", Monthly weather review, 91(3): p Hirt, C. W. ve Nichols, B. D., (1981) "Volume of Fluid (Vof) Method for the Dynamics of Free Boundaries", Journal of Computational Physics, 39(1): p ANSYS, (2012) "Fluent Users Guide, ANSYS Inc. ". USA, p Çelik, I. B., ve ark., (2008) "Procedure for Estimation and Reporting of Uncertainty Due to Discretization in CFD Applications", Journal of Fluids Engineering-Transactions of the Asme, 130(7). 17. Roache, P. J., (1998) "Verification of Codes and Calculations", Aiaa Journal, 36(5): p Kirkgöz, M. S. ve Ardiclioglu, M., (1997) "Velocity profiles of developing and developed open channel flow", Journal of Hydraulic Engineering, 123(12): p

51 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Göç Eden Kuşlar Algoritmasinda Kaos Fonksiyonlarinin Kullanilmasi Dindar ÖZ 1, 1 Yaşar Üniversitesi, Selçuk Yaşar Kampüsü, Üniversite Caddesi No:37-39Ağaçlı Yol, Bornova, İzmir ÖZ Başvuru: 15/06/2016 Düzeltme: 04/11/2016 Kabul: 07/11/2016 Olasılıksal eniyileme algoritmaları çalışmalarının birçok aşamasında rastlantısal veri kullanmaktadırlar ve performansları büyük oranda bu rastlantısal verinin dağılımına göre değişiklik göstermektedir. Bu noktadan hareketle farklı rastlantısal veri kaynaklarının eniyileme algoritmalarının performansına etkisi son zamanlardaki birçok çalışmanın odak noktası olmuştur. Kaotik eşlem fonksiyonları matematiksel özellikleri sonucu rastlantısal veri kaynağı olarak kullanılmaya oldukça elverişlidir. Bu çalışmada kaotik eşlem fonksiyonlarının popülasyon tabanlı evrimsel bir algoritma olan göç eden kuşlar algoritmasına etkisi bilgisayar mimarisinin güncel problemlerinden biri olan görev dağıtım problemi üzerinde deneysel olarak incelenmiştir. Deneyler neticesinde bir kısım kaotik eşlem fonksiyonlarının ele alınan problem için uygun olmadığı gözlense de, klasik rastlantısal veri üretme algoritmaları ile başa baş performans sergileyen kaotik eşlem fonksiyonlarının da bulunduğu görülmüştür. Anahtar Kelimeler: Olasılıksal Eniyileme, Kaos Teorisi, Görev Dağıtım Problemi ABSTRACT Use Of Chaos Functions in Migrating Birds Optimization Algorithm Stochastic optimization algorithms use randomly generated data heavily in various steps. The form of this randomly generated data affects the performance of stochastic optimization algorithms significantly. Therefore, the effect of different random data sources on the performance of optimization algorithms is a common focus of many recent studies. Thanks to their mathematical properties, chaotic map functions are very convenient for being used as random data sources. In this work, an empirical analysis is provided in order to show the effect of chaotic map functions on the performance of migrating birds optimization algorithm. This empirical analysis is based on the task allocation problem which is a recent computer architecture problem. According to our experimental results, it is observed that some chaotic map functions perform inefficiently. On the other hand, it is also observed that there are some particular chaotic map functions that can compete with the classical random data generators. Keywords: Stochastic Optimization, Chaos Theory, Task Allocation Problem İletişim yazarı, dindar.oz@yasar.edu.tr

52 226 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Dindar ÖZ 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Evrimsel algoritmaların yakınsama performansının algoritmanın birçok aşamasında yeralan ve rastlantısal veri ihtiyacı için kullanılan rastlantısal veri dizilerine göre ciddi oranda değişiklik gösterdiği görülmüştür [1]. Henüz analitik olarak evrimsel algoritmaların performansını artırmayı garanti eden bir rastlantısal veri dizisi gösterilememiş olsa da, birçok kaotik eşlem fonksiyonunun rastlantısal veri kaynağı olarak kullanımının sanki-rastlantısal (pseudorandom) dizilere göre daha başarılı sonuçlar verdiği deneysel olarak gösterilmiştir. Kaos, başlangıç koşullarına fazlaca duyarlı, doğrusal olmayan sistemlerde sınırsız periyodik bir hareket içeren ve dinamik ve kararsız bir davranışı ifade eder [2]. Rastlantısal bir görüntü sergilemesine karşın, deterministik koşullar altında deterministik doğrusal olmayan bir sistemdir. Literatürdeki birçok kaotik eşlem fonksiyonu kesinlik (certainty), döngelik (ergodicity), ve rastlantısallık (stochasticity) özelliği gösterir. Son yıllardaki birçok çalışmada kaotik diziler rastlantısal veri kaynağı olarak önerilmiş ve başarılı sonuçlar elde edilmiştir. Kaotik dizilerin tercih edilmesi bu dizilerin tahmin edilemezliği ve geniş sprektrumlu bir dağılım göstermesi özellikleri ile teorik olarak da desteklenmektedir.kaotik fonksiyonların klasik rastlantısal veri üreteçleri yerine kullanılmasının neden avantaj sağladığı bu çalışmada ve önceki çalışmalarda da teorik olarak açıklanmamakta yalnızca deneysel sonuçlar sunulmaktadır. Güvenli veri iletimi, iletişim, kriptografi [3,4], tıp [5],Termal Mühendislik [6] kaos tabanlı fonksiyonların kullanıldığı çalışma alanlarından birkaçıdır. Bunlara ilaveten evrimsel algoritmaların performansının iyileştirilmesinde de kaotik eşlem fonksiyonlarından yararlanılmaya başlanmıştır [1, 7, 8,9,10,11]. Bu çalışmanın literatüre önemli bir katkısı, göç eden kuşlar eniyileme algoritmasına kaos eşlem fonksiyonları ile oluşturulmuş bir kaotik dizinin, algoritmanın ihtiyaç duyduğu rastlantısal veri kaynağı olarak entegre edilmesi ve bu iyileştirmenin algoritmanın yakınsama performansına etkisinin bilgisayar mimarisinde güncel ve yaygın olarak çalışılan problemlerden biri olan çok amaçlı görev dağıtım problemi üzerinde deneysel olarak incelenmesidir. Kullanılan kaos fonksiyonları ve bu fonksiyonların algoritmanın hangi aşamalarında ne şekilde kullanıldığı detaylı olarak 3. Bölüm de anlatılmaktadır. Bir sonraki bölümde çok amaçlı görev dağıtım problemi literatür taraması ve matematiksel modeli ile biçimsel bir şekilde sunulmaktadır. Bu bölümü göç eden kuşlar eniyileme algoritmasını ve bu algoritmaya uygulanan kaos eşlem fonksiyonları entegrasyonunu açıklayan 3. Bölüm takip etmektedir. Deneysel çalışmanın ve bulguların yeraldığı 4. Bölüm den sonra makale sonuçların ve ileriki çalışma olanaklarının tartışıldığı 5. Bölüm ile sonlanmaktadır. 2. ÇOK AMAÇLI GÖREV DAĞITIM PROBLEMİ (MULTIOBJECTIVE TASK ALLOCATION PROBLEM) Dağıtık sistemler birbirlerine yüksek hızlarla bağlı işlemcilerin bir arada çalışması ile yoğun hesaplama gerektiren paralel uygulamalarda yüksek performans sağlarlar. Bu paralel uygulamalar genellikle görev tabanlı olmakta olup bu görevlerin işlemcilere dağıtılma stratejisi sistemin performansı ve güvenilirliği üzerinde önemli etkiye sahiptir ve bu alanda sıklıkla çalışılan problemlerden biri olan görev dağıtım problemini (TAPtask allocation problem) oluşturmaktadır[12, 13, 14, 15, 16, 17, 18, 19, 20].Görev dağıtım problemi literatürde 1977 deki Stone un çalışmasıyla [21] başlamak üzere çok sayıda araştırmanın konusu olmuştur. Bu alandaki bazı çalışmalar [22, 23] toplam yürütme ve haberleşme zamanını düşürerek performans eniyilemesini amaçlamıştır. Diğer bir gruptaki araştırmalar [12, 15] ise arıza olasılığını düşürerek sistem güvenirliğini arttırmaya çalışmışlardır. Bunlardan başka [14, 17, 18, 20] gibi bildirilerde iki kriterin de (performans ve güvenirlik) birlikte ele alınmış ve çok amaçlı görev dağıtım problemi için çözüm yöntemleri sunulmuştur. Evrimsel üstsezgisel algoritmalar görev dağıtım problemi için önerilen çözüm yöntemleri arasında önemli bir sınıfı oluşturmaktadır. Bu amaçla Attiya ve arkadaşları [15] benzetimli tavlama (simulated annealing) yöntemini kullandılar. Bu yöntemde probleme özel bir enerji fonksiyonu tanımladılar. Çok amaçlı görev dağıtım problemi için Yin ve arkadaşları hibrit bir parçacık sürüsü eniyileme yöntemi (particle swarm optimization) önerdiler [17]. Ele almış oldukları problem modelinde amaç fonksiyonu olarak hem performans hem de güvenirliği hesaba katan bir fonksiyon kullandılar. Duman ve arkadaşları kendi tasarlamış oldukları göç eden kuşlar eniyileme algoritmasını karesel atama problemi için uyarladılar ve başarılı sonuçlar elde ettiler [16]. Bu çalışmada sistem performansını ve sistem güvenirliğini arttırmayı hedefleyen çok amaçlı bir görev dağıtım problemi ele alınmıştır ve bu problem için popülasyon tabanlı evrimsel bir algoritma olan göç eden kuşlar eniyileme algoritması (migrating birds optimization - MBO) kullanılmıştır [16]. Önerilen yöntemden farklı olarak bu çalışmada, evrimsel eniyileme algoritmalarının temel bileşenlerinden biri olan rastlantısal veri kaynağı olarak kaotik eşlem fonksiyonları kullanılmıştır. Kaotik eşlem fonksiyonlarının çeşitli üstsezgisel eniyileme algoritmalarına etkisi güncel birçok çalışmada incelenmiş ve kaydadeğer sonuçlar alınmıştır. Söz konusu fonksiyonların MBO algoritmasına etkisi ilk kez bu çalışmada ele alınmaktadır. Problem literatürdeki diğer çalışmalarda [15, 17] yer alan modele uygun olarak formüle edilmiştir Sistem Modeli (System Model) Birbirine bir arabağlantı şebekesi ile bağlı N işlemciden (P1, P2, PN) oluşan heterojen bir dağıtık hesaplama sistemi olduğunu ve bu sistemde K görevden (T1, T2, TK) oluşan paralel bir uygulamanın çalıştırılacağını düşünelim. Bu sistemi kabaca özetleyen bir diyagram Şekil 1 de görüntülenmektedir.

53 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Dindar ÖZ 227 Şekil 1 Heterojen Dağıtık Hesaplama Sistemi (Heterogenous Distributed Computing System) Her işlemci (Pn) şu özelliklere sahiptir: Cn: Hesaplama iş yükü kapasitesi Mn: Hafıza kapasitesi λn: İşlemci arıza oranı Her işlemci çifti arasında bir iletişim bağlantısı mevcuttur ve Pn işlemcisi ile Pm işlemcisi arasındaki iletişim bağı şu özelliklere sahiptir: DTRnm: Veri transfer hızı µnm: İletişim bağlantısı arıza oranı Paralel uygulamayı oluşturan görevlerden herbiri (Tk) şu özelliklere sahiptir: ck: Hesaplama gereksinimi mk: Hafıza gereksinimi Her bir görev ikilisi (Tk, Tl) birbiri ile veri alışverişi yapabilir ve bu iletişim için şu özellik tanımlıdır: Dkl: Aktarılacak veri miktarı Bu sistem heterojen bir sistem olduğu için bir görevin tamamlanma zamanı üzerinde çalıştığı işlemciye göre farklılık göstermektedir. Tk görevinin Pn işlemcisinde tamamlanma zamanı ETkn ile gösterilmektedir. Problemin amacı sistem maliyetini en aza indirecek ve sistem güvenirliğini eniyileyecek görev dağıtımını tespit etmektir ve bu dağıtım iki boyutlu X bit matrisi ile ifade edilebilir. Bu matrisin büyüklüğü KxN olur ve Xkn= 1 durumu Tk görevinin Pn işlemcisine atandığını ve Xkn= 0 durumu bunun tersini ifade eder Maliyet Fonksiyonu (Cost Function) Ele alınan problemin amaçları performansı ve güvenirliği arttırmak olduğundan dolayı hedeflenen sistem için hesaplanacak maliyet değeri bu iki amacı karşılayacak şekilde performans ve güvenirlik maliyetleri olarak iki bileşenden oluşmaktadır Performans Maliyeti (Performance Cost) Sistemin performans maliyeti hesaplama maliyeti ve iletişim maliyeti şeklinde iki alt kısımdan oluşur. Bu anlamda X matrisi ile temsil edilen bir görev dağıtımı için hesaplama maliyeti şu şekilde ifade edilebilir: N C exec (X) = X kn ET kn K n=1 k=1 (1) Benzer şekilde, iki işlemci (Pn, Pm) arasındaki toplam iletişim zamanını K 1 K k=1 l=k+1 X kn X lm (D kl, DTR nm ) şeklinde hesaplayarak bütün işlemciler için toplam iletişim maliyetini şu şekilde hesaplayabiliriz: C comm (X) N 1 N K 1 K = X kn X lm (D kl, DTR nm ) n=1 m>n k=1 l>k Bu durumda sistemin toplam performans maliyeti aşağıda ifade edildiği gibi hesaplama ve iletişim maliyetlerinin toplamından oluşmaktadır: C(X) = C exec (X) + C exec (X) N K = X kn ET kn n=1 k=1 N 1 N K 1 K + X kn X lm (D kl, DTR nm ) n=1 m>n k=1 l>k Güvenirlik Maliyeti (Reliability Cost) Dağıtık sistemin güvenirliği sistemin uygulamayı oluşturan bütün görevleri başarılı bir şekilde tamamlayabilme olasılığı ile ifade edilmektedir. Başka bir deyişle, bütün görevlerin çalıştırılması esnasında herhangi bir işlemcinin yada iletişim ağının arıza yapmama olasılığı olarak hesaplanabilir. Bu anlamda bir işlemcinin (Pn) t zaman aralığınca güvenirliği e - λnt şeklinde hesaplanır ve verilen bir X görev dağıtımı için Pn işlemcisinin güvenirliği e λn K k=1 X knet kn formülü ile hesaplanır. Bu durumda sistemdeki bütün işlemcilerin güvenirliği şu şekilde hesaplanabilmektedir: N R exec (X) = e λn n=1 K k=1 X knet kn Yine aynı yaklaşımla Pn ve Pm işlemcileri arasındaki iletişim bağlantısının güvenirliği e µnm K 1 K k=1 l=k+1 X kmx ln (D kl /DTR nm ) formülü ile hesaplanır. Bu durumda arabağlantı şebekesindeki bütün iletişim bağlantılarının güvenirliği şu şekilde hesaplanabilir: R comm (X) N 1 N K 1 = e µnm k=1 l=k+1 X kmx ln (D kl /DTR nm ) n=1 m>n K (2) (3) Sistemin toplam güvenirliği iletişim ve hesaplama güvenirliklerinin çarpımı ile bulunabilir: (4) (5)

54 228 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Dindar ÖZ N R(X) = R exec (X) R comm (X) = e λn k=1 X knet kn n=1 N 1 N K K 1 e µnm k=1 l=k+1 X kmx ln (D kl /DTR nm ) n=1 m>n K Sistem güvenirliği sitem güvenirlik maliyeti cinsinden R(X) = e RC(X) şeklinde ifade edişlebileceğinden dolayı sistemin güvenirlik maliyeti şöyle tanımlanabilir: RC(X) N K = λnx kn ET kn n=1 k=1 N 1 N K 1 K + µnmx kn X lm (D kl, DTR nm ) n=1 m>n k=1 l>k Bu çalışmada sistemin amaç fonksiyonu olarak Denklem (1) ve Denklem (7) gösterilen performans ve güvenirlik maliyetleri birlikte kullanılmıştır. Bu durumda ele alınan çok amaçlı görev dağıtım probleminin matematiksel formülasyonu şu şekilde yapılabilir:, min Z(x) = C(X) + RC(X) Kısıtlamalar N X kn = 1 k = 1, 2,.. K n=1 K m k X kn M n n = 1, 2,.. N k=1 K c k X kn C n n = 1, 2,.. N k=1 X kn {0, 1} k, n (6) (7) (8) (9) (10) (11) (12) Denklem (8) birleştirilmiş maliyet fonksiyonunu ifade etmektedir ve bu çalışmada bu değerin en aza indirilmesi hedeflenmektedir. Denklem(9) da ifade edilen kısıtlama her bir görevin bir ve yalnız bir işlemciye atanmasını garanti eder. Denklem (10) ve (11) işlemcilerin hafıza ve hesaplama kapasitelerine ilişkin kısıtlamalardır. Son olarak Denklem (12) X matrisindeki elemanların ikili sayı sisteminden bir değer almasını garanti etmektedir. Bu problem modeli bir 0-1 karesel programlama problemi modelidir ve NP-Zor problem sınıfındadır. Bundan dolayı geniş ölçekli sistemler için problemin optimal çözümünü bulmaya çalışmak uygulanabilir bir yöntem değildir. 3. ÖNERİLEN YÖNTEM (PROPOSED METHOD) Bu çalışmada görev dağıtımı probleminin çözümü için göç eden kuşlar eniyileme algoritması yöntemi kullanılmıştır. Daha önceki çalışmalardan farklı olarak algoritmanın rastlantısal veri ihtiyacı duyduğu çeşitli aşamalarında rastlantısal veri kaynağı olarak kaos eşlem fonksiyonları tarafından üretilen diziler kullanılmış ve bu dizilerin algoritma performansına etkisi incelenmiştir. Bir sonraki bölümde göç eden kuşlar eniyileme algoritmasının (MBO) kısa bir özeti yeralmaktadır MBO Algoritması (MBO Algorithm) Göç eden kuşlar eniyileme algoritması Duman ve arkadaşları tarafından [16], tabiattaki göçmen kuş sürülerinin davranışlarından esinlenerek önerilmiş bir üstsezgisel algoritmadır ve karesel atama problemlerinde başarılı olduğu güncel çalışmalar ile gösterilmiştir [16, 19]. Popülasyon tabanlı evrimsel bir yöntem olan algoritmada, her çözüm adayı birbirini V düzeninde takip etmekte olan bir sürü içerisindeki bir kuş olarak düşünülmekte ve bu anlamda her kuş (çözüm adayı) önündeki kuşlardan istifade etmektedir. Algoritma 1 de gösterilmekte olan MBO algoritması rastlantısal olarak üretilmiş çözüm adayları ile çalışmaya başlar. Bu çözüm adayları bir lider ve onu takip eden ve çevresini keşfederek lider çözüm adayını geliştirmeye çalışan takipçi adaylar olarak organize olurlar. Algoritma takipçi çözüm adaylarının lideri ve komşu takipçileri kullanarak kendi durumlarını geliştirmeye çalışması ile yinelemeli olarak devam eder. Her bir yinelemenin sonunda lider çözüm adayı grubun sonuna geçer ve yeni bir lider belirlenir. MBO algoritmasının aşamaları şu şekilde sıralanmaktadır: İlklendirme: ilk çözüm adaylarının üretildiği ve algoritma parametrelerinin belirlendiği aşamadır. Bu parametreler sürüdeki kuş sayısı (n), bakılacak komşu çözüm adayı sayısı (k), bir sonraki çözüm adayına aktarılacak komşu çözüm adayı sayısı (x) ve algoritmanın yineleme sayısı (m) olarak sıralanmaktadır. Duman ve arkadaşları derledikleri deneyler neticesinde bu parametreler için en başarılı değerleri şu şekilde tespit etmişlerdir: n = 51, k = 3, x = 1, m = 10 Lideri Geliştirme: Lider çözüm adayı kendini geliştirmek için k adet komşu çözüm adayı üretir ve bu adayı hedef fonksiyonuna göre değerini hesaplar. Üretilen adaylardan biri liderden daha iyi ise lider kendini daha iyi olan çözüm adayı olarak günceller. Geriye kalan komşu çözüm adaylarından en iyi x tanesi sürünün diğer bireylerine..paylaştırılır. Algoritma 1 MBO algoritması[16]. 1: n adet çözüm adayı üret 2: while sonlanmadi do 3: for tur = (1 to m) do 4: Lider için k komşu çözüm adayı üret 5: if bir komşu aday liderden daha iyi then 6: Lideri güncelle 7: end if 8: x adet lider komşusu adayı ilk takipçiye aktar

55 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Dindar ÖZ 229 9: for sürüdeki her bir takipçi do 10: k-x adet komşu üret. 11: x adet komşuyu bir önceki takipçiden al 12: if bir komşu daha iyi then 13: takipçiyi güncelle 14: end if 15: end for 16: end for 17: Lideri sürü sonuna at. Yeni lider belirle 18: end while Takipçileri Geliştirme: Takipçi çözüm adayları sıra ile şu şekilde bir işlem sırası takip eder: Aday kendini geliştirmek için k-x adet komşu çözüm adayı üretir. Üretilen bu çözüm adaylarına bir önceki geliştirme işleminden gelen x çözüm adayı eklenir. Bu k adayın hedef fonksiyonuna göre en iyisi takipçi çözüm adayından daha iyiyse takipçi aday kendini en iyi aday olarak günceller. Geriye kalan komşu adaylardan en iyi x tanesi bir sonraki takipçi çözüm adayına aktarılır. Lider Değişimi: Liderin ve takipçilerin kendilerini geliştirdikleri aşamaların her birine bir tur denir ve m tur yinelendikten sonra lider çözüm adayı sürünün en arkasına geçer ve bir sonraki takipçi yeni lider olur. Liderin arkasına geçeceği kanat iki kanadında aynı oranda paylaşımda bulunması amacı ile sıra ile bir sağ bir sol olacak şekilde belirlenir Çözüm Adayı Veri Yapısı (Solution Representation) Diğer çalışmalarda da olduğu gibi [15, 17, 18] çözüm adayı veri yapısı olarak K (problemdeki görev sayısı) uzunluğunda bir tamsayı vektörü, P=(p1, p2, pk) T, kullanılmıştır. Bu vektörün her bir elemanı o elemanın temsil ettiği görevin hangi işlemciye atandığını ifade etmektedir. Örneğin 4 görevin ve 3 işlemcinin bulunduğu bir sistemde (1,2,1,3) vektörü 1.ve 3. görevlerin 1. işlemciye, 2. görevin 2. işlemciye ve 4. görevin 3. işlemciye atandığı çözümü temsil etmektedir. Bu veri yapısının kullanımı ile Denklem (9) ve (12) de ifade edilen problem kısıtlamalarına uyulması garanti edilmiş olmaktadır. Yine bu sayede çözüm adayları hafızada oldukça küçük bir alan tutmakta ve çözüm adayından çözüme geçme ve çözümden çözüm adayına geçme (encode/decode) işlemleri çok hızlı gerçekleşebilmektedir Komşu Çözüm Adayı Üretme Fonksiyonu (Neighboring Function) ceza değeri kısıtlamaların çiğnenme miktarına göre değişmekte olup şu şekilde hesaplanmaktadır: N P(X) = (max (0, m i M n ) n=1 i p[i]=n + max (0, c i C n )) i p[i]=n (13) Bu ceza uygulamasının neticesinde bir çözüm adayının hedef fonksiyonu değeri şu şekilde hesaplanır: F(X) = Z(X) + ωp(x) (14) Denklem (14) te geçen ω katsayısı, bir başka çalışmada olduğu gibi [13], ceza değerini maliyet değerlerine uygun bir şekilde ölçeklendirmek amacı ile kullanılmaktadır Kaos Fonksiyonları Entegrasyonu (Chaos Functions Integration) Göç eden kuşlar algoritması başlıca iki farklı noktada rastlantısal veriye ihtiyaç duymaktadır. Bunlardan ilki başlangıç çözüm adaylarının oluşturulması aşaması olup görevlerin işlemcilere atanması rastlantısal olarak gerçekleştirilmektedir. İkinci nokta ise Bölüm 3.3 te açıklanan komşu çözüm adayı üretme fonksiyonudur. Bu iki aşamada da rastlantısal veri sağlayıcı olarak yaygın olarak kullanılan bir rastlantısal veri üretme fonksiyonunun yanı sıra kaotik eşlem fonksiyonları da kullanılmış ve bu fonksiyonların algoritmanın yakınsama performansına etkisi incelenmiştir. Bu amaçla kaotik eşlem fonksiyonları ile beslenen rastlantısal sayı üreteçleri gerçeklenerek algoritmanın içerisinde kullanılması sağlanmıştır. Gerçeklenen rastlantısal sayı üreteçlerinin çalışma şeklialgoritma 2 deki gösterilmektedir.üreteçler rastlantısal olarak üretilen seed değerleri ile ilklendirilmekte ve MBO algoritmasında rastlantısal veri ihtiyacı duyulan noktalarda Algoritma2 de yer alan next() yordamı kullanılmaktadır. Bu çalışmada yine diğer çalışmalarda kullanılan [15, 17, 18] basit bir komşu çözüm adayı üretme fonksiyonu kullanılmıştır. Bu fonksiyonda rastlantısal olarak bir görev seçilir ve bu görevin atanmış olduğu işlemci yine rastlantısal olarak değiştirilir Hedef Fonksiyonunun Hesaplanması (Calculation of the Objective Function) Her bir çözüm adayının elverişlilik(fitness) değerlerinin hesaplanması için Denklem (8) kullanılabilir. Ancak sadece Denklem (8) in kullanımı algoritmanın işlemciler için tanımlı olan hesaplama ve hafıza kapasitesi kısıtlamalarına uygun çözüm üretmesi için yeterli değildir. Bu kısıtlamaları çiğneyen çözüm adaylarının hedef fonksiyonuna göre düşük elverişlilikte çıkması için bu çözüm adaylarına bir ceza değeri uygulanmaktadır. Bu

56 230 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Dindar ÖZ Algoritma 2Rastlantısal sayı üreteci. 1: functioninit(seed) 2: X0 = seed mod 1 3: Y0 = X0sdsd// İki parametreli bir kaos fonksiyonu ise 4: end-function 5: function next() 6: /* X ve Y kullanılan kaos eşlem fonksiyonu ile hesaplanır */ 7: Xn+1 = Fx(Xn,Yn) 8: Yn+1 = Fy(Xn,Yn)// İki parametreli bir kaos fonksiyonu ise 9: return Xn+1 mod 1 10: end-function Bu çalışmada gerçeklenen ve performansı incelenen kaotik eşlem fonksiyonları şunlardır: Lozi Eşlem Fonksiyonu (Lozi Map Function) Henon eşlem fonksiyonuna benzer bir davranış gösteren iki boyutlu parçalı doğrusal bir eşlem fonksiyonudur [24]. Denklem (15) ve Denklem (16) da görüldüğü gibi tanımının oldukça basit olması gerçeklemesini kolay kılmaktadır. X n+1 = 1 a X n + by n (15) Y n+1 = X n (16) Lozi a ve b değerleri için 1.7 ve 0.5 değerlerini önermiştir [24] Tent Eşlem Fonksiyonu (Tent Map Function) Bir çadır şeklini andırmasından dolayı bu isimi almıştır. Aşağıdaki eşitlik ile üretilmektedir [24]. X X n+1 = { n /0.7, X n < /(3X n (1 X n )), X n 0.7 (17) Arnold un Kedisi Eşlem Fonksiyonu (Arnold s Cat Map Function) Vladimir Arnold un 1960 larda bir kedinin görüntüsünü kullanarak oluşturduğu ve kaotik olduğunu gösterdiği fonksiyondur [25]. Fonksiyon Denklem (18) ve Denklem (19) da gösterilmektedir. X n+1 = X n + Y n (mod 1) (18) Y n+1 = X n + 2Y n (mod 1) (19) Burgers Eşlem Fonksiyonu (Burgers Map Function) Burgers ın [26] hidrodinamik akışlardaki çatallanmalar üzerine yaptığı çalışmalar sırasında oluşturduğu kaotik eşlem fonksiyonudur. Denklem (20) ve Denklem (21) deki gibidir. X n+1 = ax n + Y n 2 (mod 1) (20) Y n+1 = by n + X n Y n (mod 1) (21) Denklemlerde geçen a değeri için 0.75 ve b değeri için 1.75 değerleri, X0için -0.1 ve Y0için 0.1 değerleri kullanılmıştır [11] Sinai Eşlem Fonksiyonu (Sinai Map Function) Sinai eşlem fonksiyonu aşağıdaki denklem ile temsil edilmektedir (9). Bu denklem a=1 durumunda (1,0) aralığında kaotik bir seri üretmektedir. X n+1 = X n + Y n + acos(2πy n ) (mod 1) (22) Y n+1 = X n + 2Y n (mod 1) (23) 4. DENEY ÇALIŞMALARI (EXPERIMENTAL WORK) 4.1. Deneylerin Organizasyonu (Experimental Setup) Bu çalışmada çeşitli kaos eşlem fonksiyonlarının MBO algoritmasının rastlantısal veri kaynağı olarak kullanılmasının algoritma performansına etkisi çok amaçlı görev dağıtım problemi üzerinde incelenmiştir. Çok amaçlı görev dağıtım problemi için kabul görmüş bir karşılaştırma veri kümesi (benchmark) bulunmadığı için deneyde kullanılan problem kümesi rastgele olarak üretilmiştir. Problem üretme yöntemi olarak bu alandaki diğer bir çalışmada kullanılan yöntem kullanılmıştır[13]. Üretilen problemlerin parametreleri Tablo 1 de verilmiştir. Tablo 1: Problem parametreleri.(problem paramaters) Parametre Adı Değeri Görev sayısı(k) 20, 30,40 İşlemci sayısı(n) 8 Görev etkileşim yoğunluğu(d) 0.3, 0.5, 0.8 İletişim/Hesaplama Oranı(CCR) 0.5, 1.0, 2.0 Tablo 1 de D ile gösterilen görev etkileşim yoğunluğu veri alışverişi yapan görev ikilisi sayısının tüm görev ikilileri sayısına oranını ifade etmektedir. Yine aynı tablodaki CCR ile gösterilen iletişim/hesaplama oranı ise görevler arası ortalama iletişim miktarının görevlerin ortalama hesaplama miktarına oranını ifade etmektedir. Tablo 1 de yer alan her parametre grubu için (3x1x3x3 =27 grup) 10 farklı problem oluşturularak toplamda 270 farklı problem den oluşan bir küme elde edilmiştir. Bunun yanı sıra MBO algoritması 1 rastgele sayı üreteci ve Bölüm 3.5 te listelenen 5 farklı kaotik eşlemfonksiyonu ile toplamda 6 farklı rastlantısal veri kaynağı ile incelenmiştir. Rastgele sayı üreteci olarak akademik çalışmalarda yaygın olarak kullanılmakta olan

57 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Dindar ÖZ 231 Mersenne-Twister üreteci kullanılmıştır. MBO algoritması her bir rastlantısal veri kaynağı ile her problem için 10 kez yinelemeli olarak çalıştırılmış ve bu yinelemeler üzerinden ortalama alınarak algoritma performansı hesaplanmıştır. Toplamda 6x270x10 = adet deney tamamlanmıştır. Deneyler Intel I GHz işlemci ve 8Gb hafıza bulunan bir makine üzerinde çalıştırılmıştır. Görev dağıtım problemi bir karesel atama problemi olduğu için deneylerde çalışan MBO algoritması parametreleri olarak Duman ve arkadaşlarının karesel atama problemleri için belirlemiş olduğu ideal parametre değerleri olann = 51, k = 3, x = 1, m = 10değerlerikullanılmıştır. Ayrıca problem modelinde yer alan ölçeklendirme katsayısı (ω) yapılan deneyler Tablo 2. Farklı rastlantısal veri kaynakları ile MBO algoritması performans karşılaştırması ( The comparison of MBO algorithm performance with different random data sources) Problem Senaryosu K D CCR MersenneTwi ster Algoritma Performansı Lozi Burgers Arnold Tent Sinai ,53 69,39 70,11 57,67 112,03 58, ,27 76,66 81,22 64,30 116,46 67, ,11 103,34 107,98 86,67 146,58 89, ,65 84,83 89,36 70,29 126,06 70, ,72 97,53 102,66 85,88 136,31 88, ,62 136,52 141,28 121,04 185,47 128, ,64 99,51 102,09 87,32 135,56 84, ,21 133,86 135,49 118,20 177,43 115, ,04 175,12 183,06 163,20 230,28 175, ,54 101,28 105,11 84,77 153,12 83, ,00 127,68 132,87 111,16 182,24 108, ,59 173,19 176,31 149,91 237,78 155, ,07 129,47 132,77 113,49 170,83 108, ,02 159,35 161,65 140,19 205,61 138, ,58 209,43 218,88 195,82 280,34 201, ,87 162,84 167,68 145,12 207,33 136, ,74 233,34 243,68 214,77 274,42 202, ,06 281,27 286,29 265,07 368,81 291, ,04 153,03 154,79 129,36 221,20 126, ,50 191,92 200,37 167,84 263,03 161, ,48 252,66 256,13 222,55 342,22 234, ,50 190,05 197,46 166,06 246,38 157, ,08 269,90 278,53 239,06 342,60 237, ,36 346,52 356,36 316,16 423,90 327, ,87 265,21 271,06 238,21 330,52 228, ,72 346,65 360,12 323,03 438,20 294, ,28 532,64 551,13 502,23 643,03 526,63 Genel 168,43 187,73 193,65 168,37 247,48 170,35

58 232 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Dindar ÖZ neticesinde 100 olarak belirlenmiştir. Algoritmanın sonlandırma kriteri olarak döngü sayısı kullanılmıştır. Bu sayının üretilen problemlerde algoritmanın bir çözüme yakınsaması için yeterli olduğu gözlemlenmiştir Deney Sonuçları (Experimental Results) Tablo 2 de farklı rastlantısal veri kaynaklarının MBO algoritmasının çoklu görev dağıtım problemi üzerindeki performansına etkileri görüntülenmektedir. Performansı ölçütü olarak algoritmanın ulaşmış olduğu en iyi çözümün elverişlilik değeri (fitness) kullanılmıştır. Her satır farklı bir deney konfigürasyonunu temsil etmekte ve o konfigürasyondaki en başarılı algoritma performansı kalın olarak gösterilmektedir. Bu sonuçlara göre Lozi, Burgers, Tent ve Sinai kaotik eşlem fonksiyonları görev dağıtım probleminde algoritma performansını olumsuz olarak etkilemektedirler. Ancak Arnold kaotik eşlem fonksiyonu yaygın bir rastlantısal veri üreteci olan Mersenne-Twister ile başa baş bir performans sergilemekte ve deneylerin genelinde algoritma performansını iyileştirdiği görülmektedir.bu çalışmada ele alınan kaos fonksiyonları performansları ile Mersenne-Twister üreteci performansının ikili t-testi sonuçları (p-değeri) Tablo-3 te görüntülenmektedir. Bu sonuçlar deneylerde en başarılı sonuç veren Arnold kaos fonksiyonu ile Mersenne-Twister sonuçları arasında istatistiksel olarak kayda değer bir fark bulunmadığını (>0.05) göstermektedir. Tablo 3. Mersenne-Twister ve kaos fonksiyonları performansı t-testi sonuçları (T-test results for Mersenne- Twister and chaos functions ) Karşılaştırılan İkili Mersenne Twister-Lozi Mersenne Twister-Burgers p-değeri 1,256E-108 1,382E-116 Mersenne Twister-Arnold 0,386 Mersenne Twister-Tent 1,138E-103 Mersenne Twister-Sinai 0, SONUÇ (CONCLUSION) Kaotik eşlem fonksiyonları kesinlik, döngelik ve rastlantısallık gibi sahip oldukları matematiksel özelliklerinden dolayı rastlantısal veri kaynağı olarak kullanılmak için oldukça iyi bir alternatiftir. Bu çalışmada bu fonksiyonların güncel olasılıksal eniyileme algoritmalarından biri olan göç eden kuşlar algoritmasında(mbo) rastlantısal veri kaynağı olarak kullanılmasının etkisi deneysel olarak incelenmiştir. Algoritma performansı dağıtık sistemlerde sıklıkla karşılaşılan NP-Zor bir problem olan görev dağıtım problemi üzerinde ele alınmış, 5 farklı eşlem fonksiyonu yaygın bir klasik rastlantısal veri üreteci ile karşılaştırılmıştır. Deneyler bazı kaos fonksiyonlarının klasik üreteçler ile rekabet edebilir düzeyde iyi sonuçlar verdiğini göstermiş ve sonraki çalışmalarda bu fonksiyonların göç eden kuşlar algoritmasına etkisinin diğer problem kümeleri içinde incelenmesi gerektiğini göstermiştir. KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Copponetto R., Fazzino S. ve Xibillia M. G., "Chaotic Sequences to Improve the Performance of Evolutionary Algorithms", IEEE Transactions On Evolutionary Computation, Cilt 7, No 3, , [2] Schuster H. G., "Deterministic Chaos", Wiley, New York, [3] Shabika A., Hooshmandasl M. ve Meybodi M., Cryptanalysis of Multiplicative Coupled Cryptosystems Based on the Chebyshev Polynomials, Int J Bifurc Chaos, Cilt:26, No 7, , [4] Farajallah M., El Assad S. ve Deforges O., Fast and Secure Chaos-Based Cryptosystem for Images, Int J Bifurc Chaos, Cilt:26, No 2, , [5] Tang B., Xiao Y., Tang S. ve Cheke R., A Feedback Control Model of Comprehensive Therapy for Treating Immunogenic Tumours, Int J Bifurc Chaos, Cilt:26, No 3, , [6] Mariani V., Duck A., Guerra F., Coelho L., Rao R., A chaotic quantum-behavedparticle swarm approach applied to optimization of heat exchangers, Appl. Therm. Eng., Cilt 42, , [7] Senkerik R., Pluhacek M., Davendra D., Zelinka I., Kominkova Z., Chaos driven evolutionary algorithm: a new approach for evolutionaryoptimization, Int. J. Mathematics and Computers in Simulation, Cilt 7, No 3, , 2013 [8] Liu D. ve Cao Y.A., Chaotic genetic algorithm for fuzzy grid job scheduling IEEE International Conferenceon Computational Intelligence and Security, Guangzhou,Cilt 1, , Kasım [9] Alataş B., Akın E. ve Özer B., Chaos embedded particle swarm optimization algorithms, Chaos, Solitons & Fractals; Cilt 40, , [10] Pluhacek M., Senkerik R. ve Davendra D., Chaos particle swarm optimization with Eensemble of chaotic systems, Swarm and Evolutionary Computation, Cilt 25, 29-35, [11] Metlicka M. ve Davendra D. Chaos driven discrete artificial bee algorithm for location and assignment optimisation problems, Swarm and Evolutionary Computation, Cilt 25, 15-28, [12] Shatz, S., Wang, J.P. ve Goto, M., Task allocation for maximizing reliability of distributed computer systems IEEE Transactions on Computers, Cilt 41, , [13] Kang Q., He H. ve Deng R., Bi-objective task assignment in heterogeneous distributed systems using honeybee mating optimization, Applied Mathematics and Computation, Cilt 219, , [14] Salman A., Ahmad I. ve Al-Madani, S., Particle swarm optimization for task assignment problem, Microprocessors and Microsystems, Cilt 26, , 2002.

59 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Dindar ÖZ 233 [15] Attiya G. ve Hamam Y., Task allocation for maximizing reliability of distributed systems: A simulated annealing approach, Journal of Parallel and Distributed Computing, Cilt 66, , [16] Duman E., Uysal M. ve Alkaya A. F., Migrating birds optimization: Anew metaheuristic approach and its performance on quadratic assignment problem, Information Sciences, Cilt 217, 65 77, [17] Yin P. Y., Yu S.-S., Wang P. ve Wang, Y. T, Multiobjective task allocationin distributed computing systems by hybrid particle swarm optimization, AppliedMathematics and Computation, Cilt 184, , [18] Lin S.W., Ying K.C. ve Huang C.- Y., Multiprocessor task schedulingin multistage hybrid flowshops: A hybrid artificial bee colony algorithm with bidirectional planning, Computers and Operations Research, Cilt 40, , [19] Pan Q.K. ve Dong Y., An improved migrating birds optimisation for a hybridflowshop scheduling with total flowtime minimisation,information Sciences, Cilt 277, , [20] Pendharkar P. C., An ant colony optimization heuristic for constrained taskallocation problem, Journal of Computational Science, Cilt 7, 37 47, [21] Stone H. S., Multiprocessor scheduling with the aid of network flow algorithms, IEEE Transactions Software Engineering, Cilt 3, 85 93, [22] Hansen J. V. ve Giauque W. C., Task allocation in distributed processing systems, Operations Research Letters, Cilt 5, , 1986 [23] Chen, W.-H., & Lin, C.-S., A hybrid heuristic to solve a task allocation problem, Computers & Operations Research, Cilt 27, , [24] Peitgen H., Jurgens H., Saupe D., Chaos and fractals New Frontiers of Science, Springer-Verlag, Berlin, [25] Peterson G. Arnold s cat map, Math 45 - Linear algebra,1997. [26] Burgers J., Mathematical examples illustrating relations occurring in the theory of turbulent fluid motion, Selected Papers of J. M. Burgers, Springer, Netherlands, , 1995.

60 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Ferro Molibdenin Asidik Ortamda Çözünme Parametrelerinin İncelenmesi Mehmet Hakan MORCALI 1, 1 Kahramanmaraş Sütçü İmam Üniversitesi, Mühendislik ve Mimarlık Fakültesi, Çevre Mühendisliği Bölümü, 46100, Avşar Kampüsü KAHRAMANMARAŞ ÖZ Başvuru: 22/06/2016 Düzeltme: 06/08/2016 Kabul: 06/09/2016 Ferro alaşımların, özellikle ferro molibdenin (FeMo) kimya ve metalurji alanındaki endüstriyel uygulamalardaki kullanımının artışı sonucu olarak FeMo için kolay bir çözünme metoduna ihtiyaç duyulmaktadır. Bu araştırma çalışmasında; oksitleyici olarak HNO 3 içeren H 2SO 4 çözeltisiyle ticari kalite FeMo içerisinden molibden ve demirin çözeltiye alınması ve çözünme kinetiği araştırılmıştır. Çözümlendirme deneylerinde, çözücü miktarları (0-2 ml HNO 3 ve 1-7,5 M H 2SO 4) karıştırma hızı ( devir/dakika), reaksiyon süresi (0-360 dak.) ve sıcaklık (45-70 C) deney parametreleri olarak seçilmiştir. Sonuçlar, 2,5 g FeMo tozunun 70 C sıcaklığında, 4M H 2SO 4, 0,8 ml HNO 3, 100 ml çözelti, 600 devir/dakika karıştırma hızı ve 360 dakika reaksiyon süresinde kullanıldığında Mo ve Fe in çözünme verimleri +%99 olarak elde edilmiştir. Ek olarak, Mo ve Fe in çözünme kinetiği reaksiyon mekanizması difüzyon kontrollü olduğu bulunmuş; Mo için 25,62kJ/mol; Fe için 19,51 kj/mol olarak hesaplanmıştır. Anahtar kelimeler: Ferromolibden; Çözümlendirme; Molibden; Sülfürik asit. ABSTRACT Investigation of Dissolution Parameters of Ferro Molybdenum in Acidic Media The growing use of ferroalloys, especially ferro molybdenum (FeMo), in chemical and metallurgical industrial applications needed a straightforward dissolution method for FeMo. In this research paper, the dissolution of molybdenum and iron and dissolution kinetic from commercial grade FeMo by leaching with H 2SO 4 solution containing HNO 3 as the oxidation agent were investigated. For the dissolution experiments, the amount of oxidant amount, lixivant concentration, stirring speed, reaction time and temperature were selected as variable reaction parameters. The results show that 2.5 g FeMo dust a leaching temperature of 70 C, a 4M H 2SO 4 with 0,8 ml HNO 3 in 100 ml solution with 600 rpm and 360 minute leaching time, the recovery of Mo and Fe was +99%. Additionally, the dissolution kinetic of Mo and Fe are a diffusion-controlled process with activation energies of Mo and Fe kj/mol and kj/mol, respectively. Keywords: Ferromolybdenum; Dissolution; Molybdenum; Sulfuric acid. İletişim yazarı, hakanmorcali@gmail.com

61 236 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mehmet Hakan MORCALI 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Önemli bir eser element olan molibden (Mo) yer kabuğunda ortalama olarak 15 g/ton olduğu tahmin edilmekte ve yer kabuğundaki en önemli mineral yapısı molibdenit (MoS2) dir [1-2]. Molibden metali, yüksek ergime sıcaklığı, yüksek elektriksel ve ısıl iletkenlik, düşük termal genleşme özelliklerine sahip olup, katı hâlde, parlak gümüşi beyaz renge sahiptir[1-3]. Günümüzde, yüksek sıcaklığa ve korozyona karşı çok dayanıklı alaşımların imalatında özellikle çeliklerde, nikel ve kobalt esaslı süper alaşımlarda, demirsiz alaşım üretiminde, nükleer reaktörlerin ısı değiştiricilerinde, hava taşıtlarının motor parçalarının yapımı gibi birçok alanda molibden kullanılmaktadır. Ayrıca, pigment, korozyon önleyici boya, baskı mürekkebi ve seramikler, petrolün desülfirizasyonu (kükürt giderimi) gibi sayısız uygulama alanları da bulunmaktadır. Son verilere göre, dünya da üretilen molibdenin %85 i paslanmaz çelik üretiminde kullanılmaktadır [2-9]. Günümüzde molibden genellikle çelik, süper alaşımlar ve dökme demirin bazı veya çeşitli mekanik özelliklerini iyileştirmek için alaşım elementi olarak kullanılmaktadır. Örneğin, yüksek ergime noktasına sahip molibden, yüksek sıcaklıklarda çelik gibi birçok alaşımına mukavemet sağlamaktadır. Fakat çok yüksek ergime noktasından dolayı molibden endüstri kuruluşlarında demir (ferro) alaşımı şeklinde kullanılmaktadır. Bu alaşım ticari olarak ferro molibden (FeMo) adında satılmakta ve alaşımlandırma işlemleri bu alaşım üzerinde gerçekleştirilmektedir. FeMo, demir ve molibden metalinin birleşiminden oluşmuş bir alaşımdır. Dünya genelinde FeMo alaşımda molibdenin içeriği %60 ila %75 aralığında değişmesine rağmen, ticari olarak daha farklı molibden içeriğine sahip FeMo ler bulunmaktadır [2,3,5-7]. Bugün en iyi bilinen FeMo üretim yöntemleri arasında, molibden trioksit (MoO3) ile demir (III) oksit (Fe2O3) tozlarının metalik alüminyum ile redüklenmesi veya MoO3 ün indirgen şartlarda demir tozları ile elektrik ark fırınlarından ergitilmesiyle, içeriğinde %50 ila %75 Mo içeren FeMo alaşımı üretilmektedir [2,10]. Literatürde FeMo nun asidik ortamda çözümlendirilmesiyle ilgili çok fazla çalışma bulunmamaktadır. FeMo nun analizi ile ilgili çeşitli metotlar bulunmasına rağmen özellikle çözünme şartları ve kinetiği hakkında yeterli bilgiye rastlanamamıştır. Bu bağlamda ticari kalite bir FeMo nun sülfürik asitte çözünmesine etki eden parametrelerin belirlenmesi ve çözünme kinetiğinin incelenerek literatüre kazandırılması oldukça önemlidir. Bu kapsamda endüstriyel molibden atıklarının değerlendirilmesi konusunda bir ışık tutabileceği gibi literatür bilgisinin arttırılması açısından da önem arz ettiği düşünülmektedir. Bu çalışmada ticari bir ürün olan FeMo nun sülfürik asitte çözünmesine etki eden parametreler incelenmiştir. Elde edilen sonuçlardan kinetik çalışmalar yapılarak reaksiyonun aktivasyon enerjisi hesaplanmış ve reaksiyon mekanizması belirlenmeye çalışılmıştır. 2. MOLİBDENİN ÇÖZÜMLENDİRME REAKSİYONUNUN TEMELİ (FUNDAMENTAL OF DİSSOLUTİON REACTİON OF MOLYBDENUM) Molibdenin doğada bulunan tüm formları arasında en düşük enerjili formları oksitli ve sülfürlüdür (MoO2, MoO3, MoS2 gibi). Bu nedenle, molibden herhangi bir kimyasal yapıdan başka bir yapıya dönüştürülmeye çalışıldığı sırada (eğer ortamda daha aktif yapılardan klor ve flor yoksa) ortamda bulunabilecek oksijen ve sülfür kaynaklarından yararlanarak en düşük enerjili formlarından birisine dönüşmek istemektedir [2,6]. Bu bilgi bize molibdenin sülfürik asit veya nitrik asitle çözümlendirilmesi sırasında molibden en kararlı formu olan oksitli bir yapıya dönüşeceğini bildirmektedir. Bu dönüşüm sırasında molibdenin yükseltgenerek bünyesinde kristal su barındırabilmesi çözeltide askıda durmasını sağlamakta ve çözünme işlemi gerçekleşmektedir. Aşağıda verilen reaksiyonlardan da görüleceği üzere saf molibden metali nitrik asit, sülfürik asit ve nitrik+sülfürik asit karışımlarında oda sıcaklığında çözülebileceği termodinamik verilerden (Gibbs enerji değişimi) anlaşılabilmektedir. Fakat bu bilgi reaksiyonun kinetiği veya reaksiyon süresi hakkında herhangi bir bilgi sağlamamaktadır. Birinci denklemdeki reaksiyon bize molibden metalinin sülfürik asit içerisinde çözülebileceği göstermektedir, ancak sülfürik asidin kükürt dioksit, su ve oksijene parçalanması için 4 nolu reaksiyon sıcaklığın 625 C ve üstünde gerçekleştirilmesi gerektiğini göstermektedir. Bu bilgi ışığında molibden metalini sülfürik asit içerisinde yüksek sıcaklıkta kavurarak veya eritiş yapılarak çözülebileceği anlaşılmıştır [2,9]. Mo + 2H2SO4 = MoO3.H2O + 2SO2(g) + H2O + H2(g) (1) 25 C ΔG = kj/mol Mo + 2HNO3 = MoO3.H2O +2NO(g) 25 C ΔG = kj/mol (2) Mo +2HNO3 + 2HSO4ˉ = MoO4ˉ2 + 2NO(g) + 2H2SO4 25 C ΔG = -368 kj/mol (3) H2SO4 = SO2(g) + H2O + 1/2O2(g) 625 C ΔG = kj/mol (4) Bu sebeple deneyler nitrik asit yardımıyla sülfürik asit varlığında gerçekleştirilme şartları incelenmiştir. 3. MALZEME VE YÖNTEM (MATERİALS AND METHOD) Deneysel çalışmalarda, sertifikalı ticari kalite FeMo alaşımı gözetleme ve denetleme şirketinden temin edilmiştir (SGS-İstanbul). Toz halindeki numune üç boyutlu karıştırıcı (Turbula, T2F, New Jersey, Amerika) cihazın haznesine konularak 30 dakika cihazın kendi standart hızında karıştırılarak homojen hale getirilmiştir. Daha sonra çeşitli boyut aralığındaki elekler kullanılarak sarsıntılı elek cihazında tam bir ayrım gerçekleşene kadar analiz yapılmıştır. Elde edilen tozlar tartılarak deneylerde kullanılmak üzere kilitli torbada muhafaza edilmiştir. Deneylerde kullanılan FeMo alaşımının kimyasal içeriği ve tane boyut analiz (elek analizi sonrası ağırlıkların belirlenmesi sonucu hesaplanmıştır) sonucu Tablo-1 de verilmiştir.

62 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mehmet Hakan MORCALI 237 Tablo 1. Sertifikalı ticari kalite FeMo ve Tane Boyutu Elementler % Ağırlıkça (m/m) Mo 63,84 Fe 35,74 Cu 0,38 Tane boyutu D50: 125 mikron Toz yoğunluğu (Bulk density) 3,38 g/cm3 FeMo nin çözümlendirilmesi deneylerinde 3 boyunlu 500 ml hacimli geri soğutuculu reaktör kullanılmıştır. Numunelerin, analiz verilerinin sağlıklı değerlendirilmesi ve deney hatalarının engellenmesi için deneyler şahitli olarak (aynı numuneden iki tane hazırlanıp sonucun kıyaslanması ve ortalamalarının alınması) belirlenen deney parametrelerinde reaktörden mikro pipet yardımıyla 2 ml çözelti çekimi yapılarak konsantrasyon ölçümleri gerçekleştirilmiştir. Şahit numunelerden elde edilen sonuçlar birbirinden çok farklı ise ilgili deney tekrar edilmiş, benzer sonuçlar alınmış ise ortalamaları kullanılmıştır. Ortam koşullarının kontrolünün sağlanması için reaktör yağ banyosunda ısıtılmış ve ısı iletimini sağlanması sırasında herhangi bir aksaklık yaşanmaması planlanmıştır. Reaktöre numunelerin yerleştirilmesinden sonra belirlenen parametrelere göre çözümlendirme deneyleri gerçekleştirilmiş, belirli sürelerde reaktörden mikro pipetle çözelti çekildikten sonra alınan numuneler balon jojelere konularak molibden ve demir iyon konsantrasyonları indüktif eşleşmiş kütle spektrometresi (ICP-MS) ile tespit edilmiştir. Çözeltiye geçen metal yüzdesi aşağıda verilen matematiksel eşitlikle hesaplanmıştır: %Çözeltiye geçen metal yüzdesi = (Çözeltideki Metal Miktarı (g)/(tartım (g)*%metal) (5) 4. BULGULAR VE TARTIŞMA (RESULT AND DİSCUSSİON) Deney parametreleri sabit miktar FeMo (2,5 gr) tozuna uygulanarak deney şartlarının (çözücü miktarları, karıştırma hızı, reaksiyon süresi ve sıcaklık) etkileri detaylı olarak belirlenmiş ve bu değerlerin doğrultusunda aşağıda ayrıntıları ile verilen şekiller oluşturulmuştur Nitrik asit miktarının çözünme verimi üzerine etkisi (Effect of nitric acid on dissolution recovery) Uluslararası standart yöntemlerden (ISO 4173; BS :1992; TS 7286) bilindiği üzere FeMo alaşımı nitrik asit yardımıyla sülfürik asit içerisinde çözülmektedir. Bu bağlamda, nitrik asidin çözünme verimine olan etkisini incelemek amacıyla Mo ve Fe iyonlarının 50 C sıcaklığında çeşitli miktarlardaki nitrik asit oksitleyici ajanı ile (0-2 ml, 65% HNO3) çözümlendirme deneyleri (2,5 g FeMo, 3M H2SO4, 100 ml çözücü, 50 C, 400 devir/dakika, 120 dak.) gerçekleştirilmiştir. Elde edilen deney sonuçları Şekil- 1 de verilmiştir. Şekil-1. Nitrik asit miktarının çözeltiye geçen metal yüzdesine etkisi. Şekilden görüleceği üzere nitrik asit ilavesi olmadan çözeltiye geçen Mo ve Fe miktarları çok düşüktür. Aslında, Fe in çözeltiye geçme yüzdesinin düşük kalmasındaki en önemli etken Fe iyonlarının Mo içerisinde çözünmüş olması ve reaksiyonun Mo tarafından pasifleştirmesinden kaynaklanmaktadır [5]. Ayrıca, nitrik asit ilavesiz durumda çözeltiye geçen metal iyon yüzdesinin düşük kalması 1 ve 4 nolu denklemlerinin birlikte incelenerek yorumlanması sonucu elde edilen bilgi ile uyum içerisindedir. Bu çıkarıma göre, eğer FeMo sadece sülfürik asitli ortamda çözümlendirilmek isteniyorsa, sülfürik asidin oksidasyonun potansiyelini açığa çıkarabileceği sıcaklık en az 625 C olmalıdır. Aksi takdirde sülfürik asit ile çözümlendirmek ancak kendisinden çok daha reaktif olan bir katalizör/oksitleyici aracılığıyla olabilmektedir. Nitrik asidin Mo ve Fe in çözeltiye geçmesinde önemli rol oynadığı anlaşılmakta ve artan oksitleyici ajan miktarı ile çözünme veriminde de bir artış olduğu gözlemlenmiştir. Ortamda bulunan nitrat iyonları termodinamik açıdan mümkün olan reaksiyonu kinetik olarak hızlandırmaktadır. Nitrik asit miktarının arttırılması, ortamda bulunan Mo ve Fe in çözümlendirilmesi belirli bir yere kadar olumlu etki gösterdiği bu etkinin yaklaşık olarak 1,4 ml den sonra doygunluğa ulaştığı anlaşılmıştır. Şekilden de açıkça görüleceği üzere, geri kazanım yüzdesi %90 civarında kalmıştır. Bu veriler doğrultusunda daha farklı parametrelerinin de etkisi olduğunu düşünülmektedir Sülfürik asit konsantrasyonun çözünme verimi üzerine etkisi (Effect of sulfuric acid on dissolution recovery) Bu deney serisinde, değişen sülfürik asit konsantrasyonlarında FeMo nin çözünme verimi üzerine olan etkisi Şekil-2 de verilmiştir (2,5 g FeMo, 0,8 ml HNO3, 100 ml çözücü, 50 C, 400 devir/dakika, 120 dak.). Şekilden de görüldüğü üzere sülfürik asit konsantrasyonun artışıyla birlikte çözeltiye geçen metal iyonlarının miktarında bir artış olmaktadır. Fakat bu artış molibden geri kazanımı için 4M sülfürik asitten sonra değişmemekte ve demir için ise çok küçük bir artış gözlemlenmektedir. Bu veriler doğrultusunda sülfürik asidin düşük sıcaklıklarda nitrik asit gibi güçlü bir çözücü özelliğinin olmadığını göstermektedir (bkz. Şekil-1, Denklem 4) [10]. Ayrıca, yukarıda bahsedilen üçüncü denklemden de anlaşılacağı üzere sülfürik asit çözeltiye geçen molibden oksit iyonlarının çökmeden askıda

63 238 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mehmet Hakan MORCALI kalabilmesi için ortam asitliğini düzenleme görevi de vardır. sağlanması amacıyla en iyi verimin elde edildiği 600 devir/dakika en uygun parametre olarak seçilmiştir Reaksiyon süresinin ve sıcaklığın çözünme verimi üzerine etkisi (Effect of reaction time and temperature on dissolution recovery) Bir kimyasal reaksiyonun gidişatının ve/veya mekanizmasının anlaşılmasındaki parametrelerden birisi; reaksiyon sıcaklığının ve süresinin etkilerinin birlikte incelenmesiyle açıklanabilmektedir. Bu deney serisinde Mo ve Fe in sülfatlı ortamda çeşitli sıcaklıklarda (45 C- 70 C) değişen sürede (0-360 dakika) metallerin çözeltiye geçme verimleri incelenmiştir. Elde edilen deney sonuçları Şekil-4 ve 5 de ayrıntılı olarak verilmiştir. Şekil-2. Sülfürik asit konsantrasyonunun çözeltiye geçen metal yüzdesine etkisi. Bu bilgiler doğrultusunda, en iyi sülfürik asit konsantrasyonu 4 M olarak seçilmiş ve diğer reaksiyon şartlarının etkisi incelenmiştir Karıştırma hızının çözünme verimi üzerine etkisi (Effect of stirring speed on dissolution recovery) Karıştırma hızının incelendiği bu deney serisinde, yukarıdaki deneyler sonucu elde edilen en iyi değerler kullanılarak değişen karıştırma hızına bağlı olarak çözümlendirme verimi Şekil-3 de verilmiştir (2,5 g FeMo, 4M H2SO4, 0,8 ml HNO3, 100 ml çözücü, 50 C, 120 dak.). Şekil-3. Karıştırma hızının çözeltiye geçen metal yüzdesine etkisi. Karıştırma hızı reaksiyona girecek maddeler arasındaki iletişimi artırarak birbirleriyle aynı süre de daha çok karışmalarını sağlamaktadır. Şekil-3 den görüleceği üzere 200 karıştırma hızında 100 ml 4 M sülfürik asit çözeltisi ile 2,5 g FeMo tozunun 50 C ve 120 dak. reaksiyona girmesinden çözeltiye geçen Mo ve Fe yüzdeleri %10 civarında elde edilirken karıştırma hızı iki katına çıkartıldığında (400) çözeltiye geçme verimi yaklaşık olarak %600 artmaktadır. Sonucun bu kadar ciddi artış göstermesindeki en önemli sebep yoğunluğu çok yüksek olan FeMo tozunun (bkz. Tablo-1) çözelti içerisinde tam olarak dağılması 300 ve üzerinde gerçekleşmektedir. Şekilden de görüleceği üzere çözeltiye geçen metal yüzdesi karıştırma hızının 300 den sonra çok ciddi bir etkisi gözlenmemiş olup karıştırmanın etkin olarak Şekil-4. Sürenin değişen sıcaklıklarda çözeltiye geçen metal yüzdesine etkisi. Şekil-4 den görüleceği üzere, reaksiyon sıcaklığının artan reaksiyon süresi açısından doğru bir etki olduğu tespit edilmiştir (2,5 g FeMo, 4M H2SO4, 0,8 ml HNO3, 100 ml çözücü, 50 C, 600 devir/dakika, 120 dak.). 50 C ve 120 dakikada elde edilen verim sıcaklığın yaklaşık olarak 15 birim artırılması ile aynı verim 60 dakikada elde edilmektedir. 15 C lik artış reaksiyon süresini yarıya indirmeye yetmektedir. Bir başka açıdan düşünüldüğünde fazla enerji ile süreden tasarruf sağlanabildiği veya tam tersi olarak fazla süre ile de enerjiden tasarruf sağlanabileceği anlaşılmaktadır. Genel olarak, dört saat (240 dakika) süreyle yapılan çözümlendirme işlemlerinden elde edilen verilerden, çözeltiye geçen Fe miktarında kayda değer bir artış olmadığı gözlemlenmiştir. Şekil-5. Sürenin değişen sıcaklıklarda çözeltiye geçen metal yüzdesine etkisi.

64 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mehmet Hakan MORCALI 239 FeMo nun altı saat süreyle (360 dakika) farklı sıcaklıklarda çözümlendirilmesi deney sonuç Şekil-5 de verilmiştir (2,5 g FeMo, 4M H2SO4, 0,8 ml HNO3, 100 ml çözücü, 50 C, 600 devir/dakika, 120 dak.). Görüldüğü üzere, artan süre ve sıcaklık ile çözeltiye geçen Mo miktarı önemli miktarda artmaktadır. Çözümlendirme deneylerinde sürenin veya sıcaklığın önemli iki parametre olduğu anlaşılmıştır. Verimin kısa sürede artışındaki önemli parametrenin sıcak olduğu ve önemli bir rol oynadığı tespit edilmiştir. Termodinamik olarak kendiliğinden gerçekleşen reaksiyonlarda sıcaklığın pozitif etkisi gözlemlemek kolaydır (bkz. Denklem 3) [11]. Çünkü sıcaklık birbirleriyle temas halindeki maddelerin yüzey alanlarına olan difüzyon gücüne olumlu yönde tesir etmekte ve özellikle asitlerin çözebilme kabiliyetlerine olumlu katkı sağlamaktadır (her asit için farklı). 45 C sıcaklık ve 180 dakika reaksiyon süresinde % 65 civarında verim elde edilirken sıcaklığın sadece 20 C arttırılması ile benzer verim 90 dakikada elde edilebilmektedir. Artan sıcaklık ile azalan reaksiyon süresi doğru orantılı olarak değişim arz etmektedir. Şekilden görüleceği üzere 45 C ve 70 C reaksiyon sıcaklıklarında 360 dakika benzer verimler elde edilmiştir. Bu ilginç bilgi şu şekilde açıklanabilmektedir. Çözümlendirme sırasında ortamda bulunan Fe 2+ ve Fe 3+ iyonlarının katalitik olarak Molibden metalini katalizlemektedir [2,5]. Böylece düşük sıcaklıkta bile benzer verim elde edilebilmektedir. Bu bilgi ile FeMo nun Fe 2+ ve Fe 3+ iyonları varlığında nitrik asit olmadan da çözümlendirilebileceğine dair yeni bir fikir oluşmasına sebep olmaktadır. Bu prosesten elde edilen verilere göre en iyi çözümlendirme verimi (% 100) 2,5 g FeMo tozunun 70 C sıcaklığında, 4M H2SO4, 0,8 ml HNO3, 100 ml çözelti, 600 devir/dakika karıştırma hızı ve 360 dakika reaksiyon süresinde kullanıldığında elde edilmektedir Reaksiyon kinetiğinin ve aktivasyon enerjisinin hesaplanması (Calculation of reaction kinetic and activation energy) Reaksiyon kinetiğinin deney verilerinin kullanılarak belirlenmesi için birçok yöntem vardır. Bu yöntemlerden birisi olan formülde yerine koyma yöntemi güvenlidir ve kolaylıkla uygulanabilmektedir. Bu yönteme göre, çözeltiye geçen metal iyonlarının geri kazanım verimlerinin kesri (yüzde değer kazanım verimi/100, bu değer 0 ile 1 arasıdır) değişen süre ile formülden hesaplanarak elde edilen değer değişen sıcaklıklara göre grafiğe alınmıştır. Elde edilen noktalardan geçirilen doğru denkleminin regresyon katsayının karesinin bir değerine en yakın olduğu matematiksel kinetik model seçilmiştir. Bu bağlamda Mo ve Fe için Şekil-6 grafikleri çizilmiş ve her bir doğru denklemin eğimden hız sabiti hesaplanmıştır [11,12]. Bu deneysel çalışma sonuçlarına en uygun regresyon katsayılarının karelerinin elde edildiği denklem, Jander (Üç boyutlu difüzyon) [1-(1-X) 1/3 ] 2 = kt denklemidir [11]. [1-(1-X) 1/3 ] 2 ile sürenin grafiğe alınması elde edilen doğrularının eğimi bize k (hız sabiti) değerlerini vermiştir. [1-(1-X) 1/3 ] 2 = kt (Üç boyutlu difüzyon) (6) X: Geri kazanım verimlerinin kesri k: hız sabiti t: Süre (dakika) Şekil-6. [1-(1-X) 1/3 ] 2 kinetik formülünün çözeltiye geçen metal miktarı üzerine incelenmesi. Şekil-6 dan elde edilen veriler doğrultusunda reaksiyonun aktivasyon enerjisini hesaplamak için sıcaklık ve hız sabiti ile ilişkili Arrhenius denklemi kullanılmıştır [12]. k = A*e-Ea/RT Arrhenius Denklemi (7) lnk = ln A ( Ea/R) *1/T (8) Daha sonra lnk değerine karşı 1000/T şekli oluşturularak noktalardan geçirilen doğrunun eğiminden aktivasyon enerjisi hesaplanmıştır. Şekil-7. [1-(1-X) 1/3 ] 2 kinetik formülünden aktivasyon enerjisinin hesaplanması. Şekil-7 de sıcaklığın 1000/T olarak ifade edilmesi aktivasyon enerjisinin hesabında sonucun kj/mol olarak çıkmasını sağlamaktadır. Aktivasyon enerjileri Mo için 25,62kJ/mol; Fe için 19,51 kj/mol olarak hesaplanmıştır.

65 240 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mehmet Hakan MORCALI Bu bilgiler doğrultusunda FeMo nin sülfürik asit içerisinde nitrik asit eşliğinde çözümlendirilmesi reaksiyonu difüzyon kontrollü bir reaksiyon olduğu anlaşılmaktadır [9]. 5. SONUÇ (CONCLUSION) Ülkemizde sanayi devriminden beri demir (ferro) alaşımlarının kullanımı gün geçtikçe artış göstermektedir. Fakat bu ferro alaşımlarının içeriklerinin belirlenmesi ve/veya kimyasal yöntemlerle çözümlendirilmesi ile ilgili olarak çok fazla çalışma bulunmamaktadır. Ticari kalite ferro molibden (FeMo) alaşımının sülfürik asit içerisinde nitrik asit oksitleyici ajanı varlığında çözümlendirilmesine etki eden koşulların belirlenerek reaksiyonun mekanizmasının kinetik olarak açıklanabilmesi şartları incelenmiş ve çözeltiye geçme şartlarına etki eden parametrelerin etkisi detaylı olarak araştırılmıştır. Sonuçlar, 2,5 g FeMo tozunun 70 C sıcaklığında, 4M H2SO4, 0,8 ml HNO3, 100 ml çözelti, 600 devir/dakika karıştırma hızı ve 360 dakika reaksiyon süresinde kullanıldığında Mo ve Fe in çözünme verimleri +%99 olarak elde edilmiştir. Ek olarak, Mo ve Fe in çözünme kinetiği reaksiyon mekanizması difüzyon kontrollü olduğu bulunmuş; Mo için 25,62kJ/mol; Fe için 19,51 kj/mol olarak hesaplanmıştır. TEŞEKKÜR (ACKNOWLEDGMENTS) Bu çalışmada sertifikalı Ferro molibden alaşımını sağlayan ve her türlü laboratuar altyapı ve imkânlarını kullanmama izin Prof. Dr Onuralp YÜCEL e, ve Doç. Dr. Serdar AKTAŞ a ayrıca, Marmara Üniversitesi Metalurji-Malzeme Mühendisliği Bölümü MC-365 nolu laboratuvarının değerli çalışanlarına yardımlarından dolayı teşekkürü bir borç bilirim. [7] Petrucci R.H., Herring F.G., Madura J.D., General Chemistry: Principles and Modern Applications, 10th Ed., Prentice Hall, Canada, [8] Jinlong L.V., Tongxiang L., Chen W., Surface enriched molybdenum enhancing the corrosion resistance of 316L stainless steel, Materials Letters, 171: 38 41, [9] Sanjay S., Rathore, M.M., Salve, V.V.D., Effect of molybdenum addition on the mechanical properties of sinter-forged FeeCueC alloys, Journal of Alloys and Compounds, 649: , [10] Suri A.K, Mukherjee T.K., Gupta C.K. Aluminothermic process for the preparation of Ferromolybdenum and Ferrovanadium, Proceedings of the Seminar on Problems and Prospects of Ferro-Alloy Industry in India, Oct , [9] Habashi F., Principles of Extractive Metallurgy. CRC Press, [10] Zhang W., Li J., Zhao Z., Huang S., Chen X., Hu K., Recovery and separation of W and Mo from highmolybdenum synthetic scheelite in HCl solutions containing H2O2, Hydrometallurgy, 155:1-5, [11] Levenspiel O., Chemical Reaction Engineering, 2nd Ed., John Wiley & Sons, Inc., Quebec, [12] House J.E., Principles of Chemical Kinetics, Academic Press, 2007 KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Suri A.K., Gupta C.K., Pyrometallurgy of molybdenum, High Temperature Materials and Processes, 7(4): , [2] Habashi F., Handbook of Extractive Metallurgy Volume III: Precious Metals, Refractory Metals, Scattered Metals, Radioactive Metals, Rare Earth Metals, WILEY-VCH, Weinheim, , [3] Burman R., Properties and applications of molybdenum, ASTM, [4] Prasad P.M., Mankhand T.R., Prasad A.J.K., Molybdenum extraction process: an overview, NML Technical Journal, 39(2):39-58, [5] Parker G.A., Analytical Chemistry of Molybdenum, United States: Springer-Verlag, [6] Kirk R.E., Othmer D.F., Kirk-Othmer Encyclopedia of Chemical Tech nology, John Wiley & Sons, Inc

66 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Toz Metalürjisi İle Üretilen Alaşımsız Çeliklerde Nikel İlavesinin Mikroyapı ve Mekanik Özellikler Üzerine Etkisinin Araştırılması Mehmet Akif ERDEN 1, 1 Karabük Üniversitesi TOBB TB MYO, Makine ve Metal Teknolojileri Bölümü, KARABÜK ÖZ Başvuru: 13/07/2016 Düzeltme: 22/09/2016 Kabul: 07/10/2016 Bu çalışmada, toz metalürjisi (TM) ile üretilen alaşımsız çeliklerde nikel oranının mikroyapı mekanik özellikler üzerine etkisi araştırılmıştır. Farklı nikel oranlarına sahip TM çelik numuneler 750MPa presleme basıncında preslendikten sonra atmosfer kontrollü tüp fırında argon atmosferinde 1350 C sıcaklıkta 1 saat sinterlenerek üretimi gerçekleştirilmiştir. Üretilen farklı nikel oranlarına sahip TM çeliklerinin tane boyutu ve fazların dağılımı optik mikroskop ile belirlenirken, mekanik özellikler çekme testi uygulanarak belirlenmiştir. Sonuçlar ağırlık olarak % 0,8 Ni ilave edilmiş alaşımsız çeliğin en yüksek akma ve çekme dayanımı gösterdiği gözlenmiştir. Anahtar Kelimeler: Toz metalürjisi; Toz metalürjisi çelikleri; Ni; Mikroyapı; Mekanik özellikler Investıgatıon Of The Effect Of Nickel Content On Mıcrostructure And Mechanıcal Propertıes Of Non Alloyed Steels Producted By Powder Metallurgy ABSTRACT In this work, the effect of Ni content on the microstructures and tensile behaviours of powder metallurgy (PM) steels were investigated. The samples pressed at 750 MPa and sintered at 1350 C temperature in the sintering argon atmosphere for 1 h were produced. PM steels with different nickel ratio were analysed in terms of grain size microstructure and tensile test. Results indicated that and 0.8 wt. % Ni added PM steel showed the highest values in yield strength (YS) and ultimate tensile strength (UTS). Keywords: Powder metallurgy; Powder metallurgy steels; Ni; Microstructure, Mechanical properties. İletişim yazarı, makiferden@karabuk.edu.tr

67 242 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mehmet Akif ERDEN 1.GİRİŞ (INTRODUCTION) Çelikler değişik sertleştirme mekanizmalarının ve uygun termomekanik işlemlerin uygulanması ile yüksek dayanım, düşük sünek gevrek geçiş sıcaklığı, yüksek tokluk gibi üstün özelliklere sahip olabilen malzeme gurubudur [1]. Nikel, malzemenin mukavemetini artırmasının yanı sıra sıcağa ve tufalleşmeye karşı iyileştirici özelliğe sahiptir. Krom ile birlikte kullanılması ile sertleşmeyi ve yüksek yorulma direncini artırır. Nikel östenit dengeleyicidir ve demir krom karbon alaşımlarında östenit alanını genişleterek ferriti yok eder. Nikel, yüksek sıcaklıkta korozyon ve oksitlenmeye karsı mükemmel direnciyle önemli bir mühendislik malzemesidir. Sertleşme derinliğini artırır. Kritik soğum hızını düşürür. Perlit miktarını arttırır [2]. Birçok kaynakta genel olarak toz metalurjisi (TM), küçük, fonksiyonel, birbiri ile uyumsuz, kompozit yapılar gibi imali zor parçaların yüksek mukavemet ve minimum toleransla, diğer üretim yöntemlerine kıyasla daha avantajlı ve ekonomik bir şekilde üretilmesi yöntemi olarak tanımlanmaktadır [4-5]. Günümüzde üretilen çeliklerin büyük bölümü yassı ve boru mamul olarak üretilmekle birlikte son yıllarda dövme amaçlı çeliklerin üretimi de hız kazanmıştır. Ayrıca günümüzde yeterli düzeyde olmamakla birlikte toz metalürjisi yöntemiyle de çelik üretimi yapılmaktadır [5-7]. Literatürde TM çeliği üretimi ve mikroyapı mekanik özellik ilşkisi hakkında bazı çalışmalar mevcuttur. Örneğin Erden vd. çalışmalarında TM yöntemiyle Ti ve V mikroalaşımlı çelik üretmişlerdir. Sinterleme işlemini 1150C de 60 dakika bekleterek gerçekleştirmiş olup Ti ve V oranı (% 0,1-% 0,2) yükseldikçe akma ve çekme dayanımında bir artış olduğunu tespit etmişlerdir. Bu durumu sinterleme sırasında ve sinterleme sonrası soğuma sırasında TiC(N) ve VC(N) gibi çökeltilerin oluşmasına bağlamışlardır [6-7]. Bu çalışmada Fe tozlarının içerisine farklı oranlarda nikel tozu ilave edilerek istenilen bileşimde çelik üretimi gerçekleştirilmiştir. Üretilen blok numuneler için sinterleme işlemi 1350 C de 1 saat süre ile argon atmosferinde bekletilerek yapılmıştır. Numunelerin yoğunluk ve gözeneklilik gibi mikroyapısal özelliklerin incelenmesinin yanında mekanik özellikleri çekme testi uygulanarak belirlenmiştir. 3. DENEYSEL ÇALIŞMA (EXPERIMENTAL STUDY) Bu çalışmada, çelik numuneler toz metalürjisi yöntemiyle istenilen bileşimlerde üretilmişlerdir. Ni oranının mikroyapı ve mekanik özelliklere etkisi araştırılmıştır. Çizelge 1 de verilen kimyasal bileşimlerde karıştırılarak çelik üretimi gerçekleştirilmiştir. Üretilen numuneler için çekme testi, yoğunluk, gözeneklilik, mikroyapı ve ferrit-perlit oranı hesaplanmıştır. Elde edilen sonuçlar birbiriyle karşılaştırılmıştır. Karıştırma işlemi öncesinde tozlar Çizelge 1 de kimyasal kompozisyonu verilen oranlarda hassasiyetine sahip dijital hassas terazide tartımı gerçekleştirilmiştir. Tartımı yapılan tozlar Turbula marka üç eksenli karıştırıcı ile bir saat süreyle bilyesiz olarak karıştırılmıştır. Yağlayıcı olarak Zn-stearate kullanılmıştır. Çizelge 1. Toz metal çeliklerin kimyasal kompozisyonları (Table 1. Chemical compositions of powder metallurgy steels) Bileşim Grafit(% ağ.) Ni(% ağ.) Fe (% ağ.) Alaşım 1 0,55 - Geri kalan Alaşım 2 0,55 0,1 Geri kalan Alaşım 3 0,55 0,3 Geri kalan Alaşım 4 0,55 0,8 Geri kalan Karıştırılan tozlar, ASTM (E 8M) toz metal malzeme standartlarına uygun çekme numunesi şeklindeki kalıpta 750 MPa presleme basıncında tek yönlü sıkıştırılarak blok haline getirilmiştir. Sinterleme işlemi numunelerin sinterleme sıcaklığına 5C/dak. hızla ısıtılması ile başlamıştır. 350C de bütün numuneler çinko steareati buharlaştırmak için 30 dak. bekletilmiştir. Sıcaklık sinterleme sıcaklığı olan 1350 C ye ulaştıktan sonra numuneler bu sıcaklıkta 1 saat tutulup ardından oda sıcaklığına 5C/dak. hızla soğutulmuştur. Sinterlenen çekme numuneleri ise 1 mm/dak. çekme hızında çekme deneyi uygulanarak koparılmıştır. Her deney sonrasında gerilme-% gerinim diyagramları elde edilmiştir. Bu diyagramlardan numunelerin akma dayanımı (%0,2), çekme dayanımı ve % uzama değerleri hesaplanarak kimyasal bileşimdeki nikel oranındaki değişmeden dolayı mekanik özelliklerdeki farklılaşma tespit edilmiştir. Şekil 1 de çekme numunesinin çekme testi sonrası görüntüsü verilmektedir. Şekil C de 1 saat sinterlenmiş Alaşım 2 test numunesinin çekme testi sonrası genel görüntüsü (Figure 1. General view of tensile test specimen for Alloy-2 sintered at 1350 C for 1 h) Mikroyapı incelemeleri X50-X1000 büyütme kapasiteli Nikon Epiphot 200 marka optik mikroskop ile gerçekleştirilmiştir. Her numunenin değişik bölgelerinden farklı büyüklüklerde görüntüler alınarak bu görüntülerin bütün mikroyapıyı temsil edebilir nitelikte olmasına dikkat edilmiştir. Dağlama işlemi numunelerin %2 nital solüsyonu içerisine daldırılarak 4-8 sn bekletilmesiyle gerçekleştirilmiştir. Dağlama işlemi tamamlandıktan sonra dağlanan yüzeyler methanol ile temizlenip kurutulmuş ve ardından optik mikroskopta incelemeye hazır hale getirilmiştir. Numunelerin yoğunlukları yoğunluk ölçüm kiti ile Archimets prensibine göre yapılmıştır. Toz metal çeliklerin ferrit ve perlit oranları Gladman ve Woodhead'ın tanımlamış olduğu metalografik nokta sayım metodu kullanılarak yapılmıştır [8].

68 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mehmet Akif ERDEN DENEY SONUÇLAR VE TARTIŞILMASI (EXPERIMENTAL RESULTS AND DISCUSSION) 4.1. Mikroyapı (Microstructure) Numunelerin mikroyapı resimleri Şekil 2 de görülmektedir. Şekilden anlaşıldığı gibi bütün nikel oranlarında yapı ferrit ve perlit fazlarından meydana gelmektedir. Şekil 1 de görülen mikroyapı resimleri incelendiğinde tane sınırlarında kısmen kapanmamış gözeneklerin olduğu tespit edilmiştir. (a) (b) (c) (d) Şekil 2. Farklı nikel oranlarına sahip alaşımsız TM çelik numunelerin mikroyapı görüntüleri ( X), (a) Alaşım 1, (b) Alaşım 2, (c) Alaşım 3 ve (d) Alaşım 4. Figure 2. Micrographs of non-alloyed PM steel specimens with different nickel contents ( x), (a) Alloy 1, (b) Alloy 2, (c) Alloy 3 and (d) Alloy 4.

69 244 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mehmet Akif ERDEN Bir çok kaynakta gözenekliliğin dayanımı olumsuz etkilediği belirtilmekle birlikte gözeneklerin çok küçük ve küresel şekilli olmasının dayanımı düşürmediği bildirilmiştir [4-7]. Çizelge 2 de farklı nikel oranlarına sahip numunelerin sinterleme sonrası yoğunluk ve % gözenek miktarı verilmiştir. Numunelerin sinterleme sonrası yoğunluklarının nikel oranının artması ile kayda değer bir değişime uğramadığı ve birbirine yakın olduğu görülmüştür. Toz metalurjisi ile üretilen parçaların mekanik ozellikleri gözenek oranı ile ilişkilidir. Gözenekler gerilimin yoğunlaştığı merkezler olarak davranırken, çatlak ilerlemesine de katkı sağlamaktadır [4]. Çizelge 2. TM çelik numunelerin Yoğunluk, % Gözeneklilik ve % perlit miktarı Table 2. Relative density, porosity, volume fractions of pearlite phase and mean linear intercept grain sizes in PM specimens Yoğunluk (%) Gözeneklilik (%) Alaşım ,2 Alaşım 2 93,7 6,3 30,7 Alaşım 3 93,45 6,55 31,8 Alaşım 4 93,2 6, Perlit miktarı (%) Çizelge 2'de de görüldüğü gibi Alaşım 1'de perlit miktarı 26,2 iken Alaşım 4'te 32,6 olduğu görülmüştür. Nikel oranının artması ile perlit miktarında artış gözlenmiştir. Bu beklenen bir durumdur. Literatürde bu sonucu destekleyen çalışmalar mevcuttur [2;10-11]. Örneğin, Kalathur and Frederick yaptıkları çalışmada Fe-C-Ni alaşımlarında Ni miktarının artması ile kısmen perlitin içindeki karbon miktarının azaldığı ve ayrıca mikroyapıda perlit miktarının arttığı ferrit miktarının ise azaldığını belirtmişlerdir. Bunun sonucu olarak malzemenin dayanımı artarken sünekliğin düştüğünü tespit etmişlerdir [10]. Başka bir çalışmada Getting et al. molibden toz metal çeliklerinin mekanik özellikleri üzerine Ni ilavesinin etkisini araştırmışlardır. Elde ettikleri sonuçlar, ilave edilen Ni miktarının artması ile üretilen toz metal çeliklerin sertlik ve çekme dayanımı gibi mekanik özelliklerinin iyileştiğini göstermektedir. Ayrıca mikroyapı incelemelerinde Ni içermeyen molibden çeliğinin mikroyapısının ferrit ve perlitten oluştuğu ancak bu tür toz alaşımların içerisinde nikel miktarının ağırlık olarak %0-2 bulunması durumunda mikroyapıda daha sert fazların oluştuğunu ve nikel miktarı ağırlık olarak %2-5 arasında olması durumunda ise beynit ve martenzit fazlarının bulunduğunu ifade etmişlerdir [11] Mekanik Özellikler (Mechanical Properties) Şekil 2, sinterlenen numunelerin gerilme-uzama diyagramlarını gösterirken Çizelge 3 ise akma, çekme ve % uzama değerlerini göstermektedir. Şekil 2 ve Çizelge 3'ten görüldüğü gibi numulerde nikel oranının artması ile akma ve çekme dayanımı artış gösterirken, % uzama değerlerinde bir düşüş tespit edilmiştir. Çıkan sonuçlar literatürle uyumluluk göstermektedir [10 11]. Örneğin Getting et al. yaptığı çalışmada Molibden toz metal çeliklerinin mekanik özellikleri üzerine Ni ilavesinin etkisini araştırmıştır. Elde ettiği sonuçlar, ilave edilen Ni miktarının artması ile üretilen toz metal çeliğin sertlik ve çekme dayanımının artığı ve % uzama miktarının azaldığını tespit etmişlerdir. Dayanımdaki artışın nedenini olarak nikelin mikroyapıdaki perlit miktarını artırmasına bağlamışlardır [11]. Şekil 3. Farklı nikel oranlarına sahip alaşımsız TM çelik numunelerin gerilme-uzama diyagramları, (a) Alaşım 1, (b) Alaşım 2, (c) Alaşım 3 ve (d) Alaşım 4. Figure 3. Stress strain curves of non-alloyed PM steel specimens with different nickel contents, (a) Alloy 1, (b) Alloy 2, (c) Alloy 3 and (d) Alloy 4.

70 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mehmet Akif ERDEN 245 Çizelge 3. TM çelik numunelerin mekanik özellikleri (Table 3. Mechanical properties of PM steels) Bileşim Çekme D. (MPa) Çekme D. (MPa) % Uzama Alaşım ,69 Alaşım ,13 Alaşım ,99 Alaşım ,12 5. SONUÇLAR (CONCLUSIONS) Toz metalurjisi yöntemiyle üretilen alaşımsız çeliğine, Ni ilavesinin (%0-0,1-0,3-0,8) mikroyapı ve mekanik özellikler üzerine etkileri incelenmiş ve sonuç olarak,bütün Ni oranları için ağırlık olarak % 0,8 nikel ilave edilen numunelerin en yüksek akma dayanımına (YS) ve çekme dayanımına (UTS) sahip olmasının yanı sıra % uzama olarakta en düşük olduğu görülmüştür. [8]. Gladman, T. and Woodhead, J. H., The accuracy of point counting in metallographic investigations, Journal of the Iron Steel, Cilt 194, , [9]. Jing W., W. Yisan W. and Yichao D., Production of (Ti, V)C reinforced Fe matrix composites, Materials Science and Engineering A, Cilt , 75-79, [10]. Kalathur S. N. and Frederick J.S. Sintering of powder premixes a brief overview Hoeganaes Corporation, 1001 Taylors lane, Cinnaminson, NJ 08077, Paper No (2007). [11]. Gething, B. A., Heaney, D. F., Koss, D. A.,Mueller T. J., The Effect of Nickel on the Mechanical Behavior of Molybdenum P/M Steels, Materials Science and Engineering A, 390:19 26, (2005). KAYNAKLAR (REFERENCES) [1]. Erden M. A. Toz metalürjisi yöntemiyle üretilen mikroalaşım çeliklerinin mikroyapı mekanik özellik ilişkisinin araştırılması, Doktora Tezi, Karabük Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, [2]. Aşkun Y., Hasırcı H., Şeker U., Ni ve Cu ile Alaşımlandırılmış Küresel Grafitli Dökme Demirlerin İşlenebilirliğinin Kesme Kuvvetleri Ve Yüzey Kaliteleri Açısından Değerlendirilmesi, Pamukkale Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Mühendislik Bilimleri Dergisi, Cilt 9, No 1, , [3]. Robert, M., Powder Metallurgy Science, Metal Powder Industry Federation, New Jersey, [4]. Sarıtaş, S., Türker, M, Durlu, N. (2007).Toz metalurjisi ve parçacıklı malzeme işlemleri, Türk Toz Metalurjisi Yayınları: 05, Anlara, [5]. Schade C, Murphy T, Lawley A, Doherty R., Microstrucure and mechanical properties of microalloyed PM steels, Int J of Powder Metall. Cilt 48, 51-59, [6]. Erden M. A., Gündüz S., Türkmen M., Karabulut H., Microstructural characterization and mechanical properties of microalloyed powder metallurgy steels, Materials Science and Engineering A, Cilt 616, , [7]. Erden M. A., Gündüz S., Türkmen M., Karabulut H., The Effect of V Addition on the Microstructure and Mechanical Properties of Low Carbon Microalloyed Powder Metallurgy Steels, Meterials Testing, Cilt 58, No 5, , 2016.

71 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Düşük Süpürme Açısına Sahip Delta Kanat Modeli Üzerinde Oluşan Aerodinamik Karakteristiklerin İncelenmesi Bülent YANIKTEPE 1, 1 Osmaniye Korkut Ata Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Enerji Sistemleri Mühendisliği Bölümü, Karacaoglan Yerleskesi, Osmaniye, TÜRKİYE ÖZ Başvuru: 22/07/2016 Kabul: 16/08/2016 Aerodinamik, delta kanatlar ve mikro hava araçları (MAVs) da dahil olmak üzere basitleştirilmiş modeller ile temsil edilebilen insansız savaş hava araçlarında (UCAVs), son yıllarda önemli bir yer almıştır. Delta kanatlar üzerinde oluşan girdap dinamiği ve bu girdapsal akışın kanadın performansına etkileri kilit bir rol haline gelmiştir. Bu çalışmanın amacı düşük süpürme açısına sahip delta kanat (Λ = 51 0 ) üzerinde oluşan akışın fiziğini ve aerodinamik performansını boya görüntüleme ve kuvvet ölçüm sistemi kullanarak anlamaktır. Farklı hücum açılarında, 5 0 α 30 0, girdapsal akışın yapısı, girdap çökmesi ve akış ayrılmasının görüntülenmesi, aerodinamik kuvvetler olarak kaldırma ve sürüklenme kuvvetlerinin statik durumda incelenmesi araştırılmıştır. Kuvvet ölçümleri ve boya görüntülemesi su kanalında delta kanat modelinin akış karakteristiğini açıklamak için gerçekleştirilmiştir. Deneysel çalışma aerodinamik performansı anlamak için farklı hücum açılarında boya görüntülerinin, kaldırma ve sürüklenme kuvvet katsayılarının zaman ortalamalarını ihtiva etmektedir. Girdap çökme noktası, düşük hücum açılarında kanadın firar kenarında daha uzakta oluştuğu görülmüştür. Sonuçlar aerodinamik kaldırma ve kuvvet katsayılarının hücum açısının değişimi ile güçlü bir şekilde girdap etkileşimlerinden etkilendiğini göstermektedir. C L, ve CD de farklı hücum açılarında girdap çökmesi ve ölü akış koşullarından etkilenmektedir. Anahtar Kelimeler: Delta Kanat, Girdap, Aerodinamik, Akış Görüntüleme Investigation of Aerodynamic Characteristics over Non-Slender Delta Wing ABSTRACT The aerodynamics of unmanned combat air vehicles (UCAVs), which can be represented by simplified planforms, including delta wings, and micro air vehicles (MAVs) have taken important place in recent years. Vortex dynamics over delta wing and the effects on delta wing performance have become an important key role. The aim of this investigation is to underlying flow physics and to understand aerodynamic performance over non-slender diamond wing having low sweep angle (Λ = 51 0 ) by using dye flow visualization and force measuring systems (Submersible S Beam Junior Load Cell and two torque sensors). The flow visualization of vortex flow structure, the formation of the vortex breakdown, lift and drag force (FL and FD) as aerodynamic forces, over the wing in terms of the different angle of attacks, α, with in the range of 5 0 α 30 0 were studied under static condition. Force measurements and dye flow visualization are carried out in a water tunnel to explain the dynamic characteristics of the non-slender wing model. Experimental investigation includes the time-averaged velocity components for dye-visualization, the coefficients of lift and drag force (CL and CD), for aerodynamic performance with different angle of attacks. It was concluded that vortex breakdown occurred far from the trailing-edge of the wing at low angle of attack. The results show that aerodynamic lift and drag coefficient, and pitching moment are strongly affected by the vortex interactions as the angle of attack changes. CL, and CD, are also affected by the vortex breakdown and stall condition for different angle of attacks. Key words: Delta Wing, Vortex, Aerodynamic, Flow Visualization İletişim yazarı, byaniktepe@ osmaniye.edu.tr

72 248 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Manevra kabiliyeti uçak aerodinamiğinde en önemli parametrelerden biridir. Farklı hücum açılarında uçak üzerinde oluşan girdap çökmesi (vortex breakdown) ve ayrılmış akış durumları farklı akış karakteristikleri meydana getirdiğinden uçak üzerinde yük darbelerine ve titreşimlere sebep olmaktadır. Uçak üzerinde oluşan bu girdap çökmeleri ve ayrılmış akış uçak üzerinde oluşan aerodinamik kuvvetleri ve uçağın manevra kabiliyetini dolayısı ile performansını etkilemede önemli bir rol oynamaktadır. Girdap çökmesi ve ayrılmış akış, değişik hücum açılarında uçak üzerinde farklı akış karakteristikleri meydana getirmektedir. Ayrıca, farklı manevra kabiliyetine sahip uçaklar da daimi olmayan akış ortamında girdap çökmesi ve ayrılmış akıştan dolayı uçak yüzeylerinde şiddetli titreşim ve yorulmalar meydana gelmektedir. Bu olay uçaklarda istenmeyen durum olup uçakların ömrünü etkilediği gibi uçağın manevra kabiliyetini de etkilemektedir. Bu durum son zamanların ilgi konusu olan düşük süpürme açılarına sahip İnsansız Hava Araçları (UCAV-Unmanned Combat Air Vehicle) içinde geçerlidir. Bu kapsamda UCAV benzeri delta kanat geometrilerinde değişik hücum açılarında akışın yapısı, girdap çökmesi ve ölü akış bölgesi ile aerodinamik karakteristiklerin statik ve sinüzoidal salınım hareketi verilerek incelenmesi girdapların ve akışın kontrolü açısından oldukça önemli konulardan bir tanesidir. Delta kanat akış alanı girdaplı akış yapıları ile baskın olup en belirgin girdaplı akış yapısı, kanadın ön uç kısımlardan başlayarak yan uç kısımlarda oluşan girdaplardır (leading - edge vortices). Son zamanlarda bütün akış alanı görüntüleme tekniği ile parçacık görüntüleme hız ölçme yöntemi (PIV) kullanılarak genel ve anlık akış yapısı hakkında ve kanat, plaka veya kuyruk/kanatçık üzerinde oluşan daimi olmayan yüklemeler hakkında incelemeler yapılmıştır. [1-5] [6] süpürme açısı, Λ=50 0 olan delta kanat üzerinde oluşan anlık ve ortalama akış yapısı hakkında nümerik çalışma yürütmüştür. Bu çalışmada düşük hücum açılarında çift girdap yapısı mevcut olmasına karşın yüksek hücum açılarında tekil ve daha büyük girdap yapısı elde edilmiştir. Süpürme açısı Λ=45 0 olan bir delta kanat kanat merkezi ekseni boyunca dönme hareketi verilerek kanat üzerindeki akış aerodinamiği deneysel olarak [7] tarafından incelenmiştir. [8] su kanalında yaptıkları deneylerde düşük süpürme açısına sahip bir kanat üzerinde (Λ=50 0 ) oluşan girdap akış tabakasını belirlemişlerdir. Yapılan bu çalışma ile düşük Reynolds sayılarında, girdap çökme noktasının ve akışın Reynolds sayısına duyarlı olduğu belirlenmiş ve girdap merkezinin kanadın merkez eksenine doğru kaydığı gözlemlenmiştir. [9] PIV ve boya görüntüleme tekniklerini kullanarak girdap çökmesi oluşumunu ve girdap etkileşimini Reynolds sayısı ve hücum açısının fonksiyonu olarak araştırmışlardır. [10] diğer bir çalışmasında ise boya deneyleri destekleyici PIV tekniğini kullanarak delta kanadın oldukça yakın yüzeyindeki akış yapısını ve topolojisini araştırmış ve Reynolds sayısınının çift delta kanatlı modelinde kritik bir etkiye sahip olduğunu ifade etmişlerdir. [11] geniş süpürme açısına sahip olmayan (Λ=55 0 ) kanat modellerinin kayma tabakası karasızlıkları, girdap yapısı, girdap çökmesi, manevra kabiliyeti ve akış etkileşimlerini göz önüne alan daimi olmayan aerodinamik yapısının literatür taramasını kapsamlı bir şekilde incelemişlerdir. Hücum açısının, α artması ile akışın kendi merkez ekseni etrafında dönerek simetrik bir çift sarmal girdap oluşturmaktadır.[12] parçacık görüntülemeli hız ölçme tekniğini (PIV) kullanarak diğerlerinden daha düşük süpürme açısına Λ= sahip bir delta kanat üzerindeki anlık ve ortalama akış yapısını incelemiştir. Bu çalışmada üçgen delta kanat statik konumda tutularak değişik hücum açılarında akışın fiziğinin anlaşılması ve akış kontrol yöntemlerinin belirlenmesi amaçlanmıştır. Girdap çökmesi ve ayrılmış akış durumlarını kontrol etmek için üçgen geometriye sahip delta kanada düşük genlikte ((t) = + o sin (2t/T); o = 1 ve = 17, T = 0.5, 1.0 ve 1.5) ve girdapların doğal frekans katlarında sinüzoidal salınım hareketi verilmiş, ayrılma yüzeyinin gelişmesindeki ilk bölgede akış yapısının kararlı hale geldiği gözlenmiştir. [13] üçgen delta kanat modelini geliştirerek üçgen kanadın arka kısmına eklenti yapılarak elde edilen Diomand ve Lambda modelleri için akışın fiziksel yapısını farklı hücum açılarında salınım hareketi vermeden incelemişlerdir. [14] kanat üzerindeki akış yapısının dönüşümünü farklı periyot zaman diliminde farklı Reynolds sayılarında kanada salınım hareketi vererek gözlemlemişlerdir. [15] ve [16] farklı sapma ve hücum açılarında Λ=40 0 süpürme açısına sahip farklı tip delta kanat modelleri üzerinde oluşan akış yapısını PIV ve boya görüntüleme tekniği kullanarak nicel ve nitel olarak incelemişlerdir. Girdap çökmesi ve ayrılmış akış durumlarının akış analizlerinin araştırılmasının yanında aerodinamik karakteristiklerinin analizlerinin de araştırılması akış kuvvet katsayılarının bilinmesi açısından önemlidir. Bu kapsamda kaldırma ve kuvvet katsayılarının girdap oluşumu ve ayrılmış akış ile olan etkilerinin incelenmesi akışın fiziksel yorumlanmasına katkı sağlamaktadır. Bu kapsamda literatür incelendiğinde; [17] temel girdap dengesi açsısından delta kanatlar üzerinde oluşan kaldırma kuvveti ile hücum açısı arasındaki ilişkiyi deneysel olarak incelemişlerdir. Delta kanatın performansını etkileyen operasyonel ve geometrik parametrelerin etkilerini static durumda incelemişlerdir. [18] farklı kanat uç çaplarının Λ=50 0 süpürme açısına sahip delta kanat modeli üzerinde aerodinamik karakteristiklerine etkisini araştırmış ve [19] da ise farklı kanat uç çaplarında Λ =50 0 süpürme açısına sahip delta kanat modeli üzerinde akış yapısı, aerodinamik kuvvet katsayıları CL, CD ve dönme momenti Cm yi incelemiştir. [20] ve [21] deneysel ve nümerik çalışmaları sonucunda esnek kanatların üzerindeki akışa olan şekil adaptasyonunun ve üzerindeki akış ayrılmasının gecikmesi bakımından rijit bir kanata göre daha iyi bir performansa sahip olduğu kanaatine varmışlardır. [22] esnek kanatların rijit kanatlardan daha fazla kaldırma kuvvetine sahip olduklarını göstermişlerdir. [23] yaptıkları deneysel çalışma ile salınım yapmakta olan jenerik bir savaş uçağı modelinin statik ve dinamik kararlılık türevlerini incelemişlerdir. Farklı hücum açılarında frekans ve genliğin salınım üzerindeki etkilerini araştırmışlardır. [24] rüzgar tüneli kullanarak hareket halindeki bir geniş süpürme açısına sahip delta kanat modeli üzerinde oluşan aerodinamik kuvvetler (CL ve CD) ve dönme momenti (CPM) incelemiştir. Bu çalışmada statik durumda düşük süpürme açısına sahip delta kanat modeli (Λ= 51 0 ) üzerinde oluşan girdap çökmesi ve ayrılmış akışın kanat modeli üzerinde aerodinamik performansa etkisi boya görüntüleme tekniği ve kuvvet ölçüm sistemi ilk defa su kanalında kurularak

73 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE 249 deneysel olarak incelenmiştir. Deneysel çalışmada PIV tekniği kullanılmış ancak bu çalışmada akış analizinden ziyade aerodinamik performans analizi yapılmıştır. Bu kapsamda farklı hücum açılarında kuvvet katsayıları statik durumda (CL ve CD) ile boya görüntüleri araştırılmıştır. 2. YÖNTEM (MATERIAL AND METHODS) Bu çalışma Çukurova Üniversitesi, Makine Mühendisliği Bölümü, Akışkanlar Mekaniği Laboratuarında kurulu olan kapalı devre açık su kanalında gerçekleştirilmiştir. Kullanılan su kanalı iki adet su deposu ve bu iki depo arasında bulunan ve ebatları 750 mm x 1000 mm x 8000 mm (yükseklik x en x boy) olan akrilik kısımdan oluşmaktadır. Girişteki su deposu ile deney kesiti arasındaki geçişi sağlamak amacıyla 2:1 oranında daralma kısmı mevcuttur. Akrilik kısım içerisinde serbest akışı sağlamak amacıyla daralma kısmından önce akım düzenleyici bulunmaktadır. Akım düzenleyicinin içinde küçük silindirik kanalcıklar bulunmaktadır ve bunlar suyun içinde oluşabilecek çalkantıları önlemektedir. Kanal içerisindeki suyun hızı, bir hız kontrol ünitesi yardımıyla değişik devirlerde çalışabilen bir santrifüj pompa ile ayarlanmaktadır. Su kanalı ve mekanizmaya ait deneysel sistemin görüntüsü ve kanalın şematik gösterimi şekil 1 de verilmiştir. Deneyler kapsamında akışın yapısı hakkında önbilgiye sahip olabilmek amacıyla gözle gözlem tekniği olan floransan boya ile boya deneyleri yapılmıştır. Boya deneyleri, bir adet kamera (SONY HD- SR1) yardımı ile kaydedilmiştir. Boya deneylerinde laboratuarda bulunan Lazer ünitesi kullanılmış olup lazer ışığı altında (532 nm dalga boyunda) parlayan Rhodamine 6G tipi boya kullanılmıştır. Boya delta kanada belirli bir yükseklikten ince bir hortum ile iletilmiştir. Bu hortumun ucundaki iğne, delta kanat içinde merkezi eksen boyunca açılan bir kanala yerleştirilmiştir. Boya bu kanal boyunca ilerleyerek kanadın ucuna ulaşmaktadır. [25]

74 250 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE Şekil 1. Kapalı devre açık su kanalı deney düzeneği, mekanizma sisteminin kanal üzerindeki görüntüsü ve kanalın şematik gösterimi

75 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE 251 Akış aerodinamiği hakkında kuvvet analizlerinin yapılabilmesi için su kanalının üzerine yerleştirilen tork sensörlerinin ve kuvvet sensörünün takıldığı mekanizma sistemi ve kanat bağlantısını gösteren sisteme ait fotoğraf şekil 2a ve 2b de gösterilmiştir. Şekil 2a. Tork sensörleri ve kuvvet sensörünün takıldığı mekanizmalı sistem Şekil 2b. Kuvvet ölçüm sistemine ait mekanizmanın üç boyutlu çizimi Araştırmada öngördüğümüz UCAV benzeri delta kanat modeli şekil 3 de verilmiştir. Kanadın süpürme açısı Λ= 51 0 alınmış olup veter uzunluğu C=168 mm ve genişliği S = 205 mm olarak alınmıştır. Kanat için Reynolds sayısı değerinde tutulmuştur. Kanat yan yüzey yanal açısı 45 0 ve kanat kalınlığı 6 mm olarak belirlenmiştir. Kanat modeline ait şematik görüntü şekil 3.1 de verilmiştir. Su kanalı üzerine kurulan kuvvet ve tork sensörlerine ait sistemin şematik gösterimi şekil 4 te verilmiştir.

76 252 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE Şekil 3. Düşük süpürme açısına sahip delta kanat modeline ait deneysel düzenlemenin şematik çizimi Şekil 4. Tork sensörlerinin ve kuvvet sensöünün şematik gösterimi ve kuvvet bileşenleri

77 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE 253 Sistem, yeşil renkle gösterilmiş servo motorun ekseni etrafında dönmektedir. Bu eksen, mavi renkle gösterilmiş olan delta kanadın ağırlık merkezinden geçmektedir. Kullanılan 3 adet sensör kırmızı renkle gösterilmiştir. Birinci sensör S1, kuvvet sensörü iken, ikinci ve üçüncü sensörler S2 ve S3, tork sensörleridir. S1, F1 kuvvetini ölçmekte, S2 ve S3 ise sırasıyla M2 ve M3 momentlerini ölçmektedir. Motor ekseni ile S2 ekseni arasındaki mesafe d ile gösterilmiştir. Sisteme üstten bakıldığında, hücum açısı α ile gösterilmiştir. Akışın etkisi ile delta kanat üzerinde oluşan bileşke kuvvet R, delta kanat doğrultusu arasındaki açı θ ile gösterilmiştir. Bileşke kuvvetin, delta kanat doğrultusundaki eksen sistemine göre bileşenleri Fi ve Fj iken, suyun akış doğrultusundaki eksen sistemine göre bileşenleri ise Fx ve Fy'dir. S1 sensörü doğrudan Fi kuvvetini ölçmektedir (Aşağıda serbest cisim diyagramı verilmiştir). S3 sensörünün ölçtüğü M3 momenti, döndürme momenti olup (P, pitching moment) S2 sensörünün ölçtüğü M2 momenti ise Fj*d+P şeklindedir. d değeri bilindiğinden, Fj değeri de buradan hesaplanır. Fi ve Fj değerlerinden R bileşke kuvveti ile θ açısı hesaplanır. Sonrasında bu değerler ve bilinen α hücum açısı kullanılarak Fx ve Fy hesaplanmıştır. değeri 0.1 yani neredeyse kanadın ucuna doğru oluştuğu görülmektedir. Hücum açısı büyüdükçe girdap çökme noktası kanadın ön uç kısmına doğru yaklaşmaktadır (Şekil 7). Literatürde de bilindiği üzere, süpürme açısı büyük delta kanatlarda girdaplar, düşük süpürme açılılara göre kanat yüzeyinden uzak bölgede oluşmaktadır. Hücum açısı büyüdükçe girdap çökmesi kanadın firar kenarından hücum kenarına doğru hareket etmektedir. Bir başka değişle, hücum açısı büyüdükçe girdap çökme noktası ile kanat ucu arasındaki mesafe azalmaktadır. Delta kanat üzerindeki akış yapısının doğal yapısında, kanadın ucundan başlamak üzere bir çift sarmal spiral girdap ve belirli bir mesafeden sonra bu girdapların merkezinde oluşan girdap çökmeleri oluşmaktadır. Hücum açısının α=5 0, 10 0 v e 15 0 değerleri için, kanat uç girdaplarının merkezi eksenleri açık bir şekilde görülebilmektedir. Ayrıca, bu sarmal spiral girdaplar kanat ucundan belirli bir mesafeden sonra çökmektedirler. Kanat üzerinde simetrik bir akış söz konusudur. Hücum açısının α=5 0 değeri için girdap çökmesinin kanadın arka kısmının hemen biraz ilerisinde oluştuğu ve hücum açısının α=10 0 değerinde ise kanadın hemen en arka noktasına oldukça yakın bir yerde oluştuğu söylenebilir. Hücum açısının α=15 0 değerinde girdap çökmesinin kanadın ortalarında oluştuğu ve hücum açısının α=20 0 olması durumunda ise girdap çökmesinin kanadın uç kısmına yakın bir yerde oluştuğu görülmektedir. Hücum açısının artması ile yani α=25 0 değerinde girdap en uç kısımda görülmekle birlikte bu açıda artık ölü akış bölgesi oluşmaktadır. Ölü akış bölgesi hücum açısının α=25 0 değerinde kanadın neredeyse tamamını kaplamaktadır. Girdap çökmesinden sonra kanat üzerindeki girdapsal akış daha da karmaşık ve düzensiz olmaktadır. Üstten görünüş boya deneyinde (şekil 6) görüldüğü üzere α=5 0, 10 0 ve 15 0 hücum açılarında delta kanat merkezi ekseninin üst köşesinde ikincil bir girdap oluşmaktadır. Kanat üzerinde oluşan ikincil girdap α=20 0 den sonar kaybolmaktadır. Kanat üzerinde oluşan kuvvet ve momentlerden yola çıkılarak CD ve CL katsayıları elde edilmiştir. C D = F D 1. ρ. C L = 2 U2 1. A D. ρ. 2 U2. A L F L 3. BULGULAR (RESULTS AND DISCUSSIONS) Boya Deneyleri Delta kanada ait boya deney sonuçları Reynolds=10000 de sırasıyla yandan ve üstten Şekil 5 ve 6 da gösterilmektedir. Delta kanat için boya deneyleri değerlendirildiğinde; Düşük hücum açılarında α=5 0 ve 10 0 için boyutsuz girdap çökme noktası L/C 1.17 ve 0.97 değerlerini alırken hücum açısının artırılması ile birlikte yani α=15 0 ve 20 0 için ise L/C değeri 0.46 ve 0.25 değerlerini almaktadır. Hücum açısının α=25 0 değeri için L/C

78 254 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE Şekil 5. Delta kanada ait Reynolds=10000 de yandan görünüş boya deney sonuçları

79 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE 255 Şekil 6. Delta kanada ait Reynolds=10000 de üstten görünüş boya deney sonuçları [26]

80 256 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE Şekil 7. Girdap çökmesi noktasının hücum açısı ile değişimi Kuvvet Deneyleri Statik durumda düşük süpürme açısına sahip UCAV benzeri delta kanat modeli üzerinde kararsız girdapların oluşturduğu vortex aerodinamiği üzerindeki etkileri incelenmiştir. Deneysel bu çalışmada CL (Kaldırma katsayısı) ve CD (Sürüklenme Katsayısı) değerleri sabit hücum açılarının artırılması ile elde edilmiştir. Delta kanat modeli üzerinde oluşan aerodinamik karakteristiklerden kaldırma katsayısı, CL, sürüklenme katsayısı Şekil 8 de ve CD, ise statik durumda Şekil 9 de gösterilmiştir. Şekil 8 de delta kanat modeli için kaldırma katsayısı, CL ile hücum açısının grafiği verilmiştir. Şekilde görüldüğü üzere kanat modelinin eğimi 25 0 ye kadar artmaktadır. Hücum açısının 25 0 den daha da yukarıya çıkarılması durumunda eğim düşmektedir. Bu kapsamda hücum açısının 25 0 olması durumunda girdap çökmesi oluşmakta ve bu açıdan sonra ölü akış bölgesinin (stall region) meydana geldiği gözlemlenmektedir. Girdap çökmesi ve ölü akış bölgesinin oluşumunu kaldırma kuvvet katsayısının düşmesine neden olmaktadır. Bu kapsamda Şekil 9 da ise sürüklenme katsayısı, CD ile hücum açısının grafiği gösterilmiştir. Sürüklenme katsayısı, kaldırma kuvveti katsayında olduğu gibi 25 0 hücum açısına kadar artmakta iken bu açıdan sonra düşmektedir. En yüksek CL ve CD değerleri 25 0 hücum açısında meydana gelmektedir.

81 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE 257 Şekil 8. Kaldırma kuvvet katsayısının, CL, hücum açısı ile değişimi Şekil 9. Sürüklenme kuvvet katsayısının, CD, hücum açısı ile değişimi Bu kapsamda ölü akış ve girdap çökmesinin oluştuğu hücum açısında, α=25 0 için, delta kanada ait en yüksek kaldırma ve sürüklenme kuvvet kuvvet katsayıları sırasıyla 0.65 ve 0.78 dir. 4. SONUÇLAR (CONCLUSIONS) Bu çalışmada aerodinamik kuvvet analizi boya ve kuvvet ölçüm sistemi ile su kanalında deneyler gerçekleştirilerek analiz edilmiştir. Bu kapsamda deneylerden elde edilen sonuçlar incelendiğinde aşağıdaki sonuçlar elde edilmiştir: Düşük hücum açılarında kanadın ön kısmında bir çift spiral simetrik girdabın oluştuğu görülmüştür. Girdap çökmesinden hemen sonra eş düzey girdaplar büyüyerek daha geniş bir alanı kaplamaktadır. Ayrıca ana girdaplar arasında ikincil girdapların da oluştuğu görülmüştür. CL ve CD değerleri 25 0 hücum açısına kadar artmakta bu açıdan sonra düşmektedir. α = 25 0 de daha hücum açısında girdap çökmesi (vortex breakdown) ve ölü akış bölgesi (stall region) oluşmaktadır. Girdap çökme noktası, hücum açısının artması ile kanadın firar kenarından hücum kenarına doğru yaklaşmaktadır. Kanat üzerinde oluşan akış, kanat yüzeyine oldukça yakın gerçekleşmekte 5. TEŞEKKÜR (ACKNOWLEDGEMENTS) Bu çalışmada yazar, TÜBİTAK a sağlamış olduğu finansal destekten dolayı 112M908 Proje Numaralı proje desteği için teşekkür etmektedir. Yazar ayrıca Osmaniye Korkut Ata Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri Birimine OKÜBAP-2014-PT3-038 numaralı projeye sağlamış olduğu maddi desteklerden dolayı da teşekkürlerini iletmektedir.

82 258 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Bulent YANIKTEPE KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Rockwell, D., Vortex-Body Interactions. Annual Review of Fluid Mechanics, Vol.-J-30, pp , [2] Menke, M., and Gursul, I., Unsteady Nature of Leading Edge Vortices, Physics of Fluids, Vol. 9, No, 10, pp ,1997. [3] Akilli, H., Sahin, B., and Rockwell, D., Control of Vortex Breakdown by a Transversely-Oriented Wire, Physics of Fluids, Vol.13, No.2, pp , [4] Sahin, B., Akilli, H., Lin, J.-C., and Rockwell, D., Vortex Breakdown-Edge Interaction: Consequence of Edge Oscillations, AIAA Journal, Vol.39, No.5, pp , [5] Ozgoren, M., Sahin, B., and Rockwell, D., Vortex Breakdown from a Pitching Delta Wing Incident Upon a Plate: Flow Structure as the Origin of Buffet Loading, Journal of Fluids and Structures, Vol.16, No.3, pp , [6] Gordnier, R. E, and Vısbal MR., Higher-order compact difference scheme applied to the simulation of a low sweep delta wing flow. AIAA , 41st AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit, 6 9 January 2003, Reno, NV., [7] Matsuno, T., and Nakamura, Y., Self-Induced Roll Oscillation of 45 Degree Delta Wings, 38th AIAA Aerospace Sciences Meeting and Exhibit, [8] Taylor, G. S., Schnorbus, T., and Gursul, I., An Investigation of Vortex Flows over Low Sweep Delta Wings, AIAA , AIAA Fluid Dynamics Conference, June, Orlando, FL., [9] Elkhoury, M. and Rockwell, D., Visualized Vortices on Unmanned Combat Air Vehicles Planform: Effect of Reynolds Number, Journal of Aircraft, Vol. 41, No. 5, pp , [10] Elkhoury, M., Yavuz, M. M. and Rockwell, D., Near-Surface Topology of a Unmanned Combat Air Vehicles Planform: Reynolds Number Dependence, Journal of Aircraft, Vol. 42, No. 5, September/October, 2005, , [11] Gursul, I., Gordnier, R. and Vısbal, M., Unsteady aerodynamics of nonslender delta wings, Progress in Aerospace Sciences 41, pp , [12] Yanıktepe, B., and Rockwell D., Flow structure on a delta wing of low sweep angle, AIAA Jornal, 42(3):513 23, [13] Yanıktepe, B., and Rockwell D., Flow Structure on Diamond and Lambda Planforms: Trailing-Edge Region, AIAA Journal, Vol. 43, No. 7, pp ,2005. [14] Yavuz M. M., Transformation of flow structure on a delta wing of moderate sweep angle during pitch-up maneuver, Journal of Fluids and Structures, vol. 33, pp , [15] Sahin B., Yayla S., Canpolat C., and Akilli H., "Flow structure over the yawed nonslender diamond wing", Aerospace Science and Technology, vol. 23, no. 1, pp , [16] Canpolat C., Yayla S., Sahin B., and Akilli H., "Observation of the Vortical Flow over a Yawed Delta Wing", Journal of Aerospace Engineering, vol. 25, no. 4, pp , [17] Lee M. and Ho C.,M., Lift force of delta wings, Applied Mech.Rev., Vol. 43,No. 9, pp , [18] Verhaagen N. G., Effects of Leading- Edge Radius on Aerodynamic Characteristics of 50o Delta Wings, 48th AIAA Aerospace Sciences Meeting Including the New Horizons Forum and Aerospace Exposition, Orlando- Florida,2010. [19] Verhaagen N. G., Flow over 50 o Delta Wings with Different Leading-Edge Radii, 49th AIAA Aerospace Sciences Meeting İncluding the New Horizons Forum and Aerospace Exposition, Orlando-Florida, [20] Waszak, R. M., Jenkıns, N. L., Ifju, P., Stability and Control Properties of an Aeroelastic Fixed Wing Micro Aerial Vehicle, AIAA Paper , presented at the AIAA Atmospheric Flight Mechanics Conference and Exhibit, Montreal,Canada, Aug. 6-9, [21] Lian, Y., Shyy, W., Numerical Simulations of Membrane Wing Aerodynamics for Micro Air Vehicle Applications, Journal of Aircraft, Vol. 42, No. 4, pp , [22] Ho, S., Nassef, H., Pornsinsirirak, Tai, Y- C., and Ho, C-M., Unsteady Aerodynamics and Flow Control for Flapping WingFlyers, Progress in Aerospace Sciences, Vol. 39, pp , [23] Altun M. and İyigün İ., Dynamic Stability derivatives of a manuevering combat aircraft model, Journal of Aeronautics and Space Technologies, Vol. 1 No. 3, pp.19-27, [24] Kawazoe H., and Kato S, Effects of Leading Edge Separation Vortex of Flexible Structure delta Wing on Its Aerodynamic Characteristics, JSME International Journal, Vol.49, No. 4, pp , [25] Şahin B., Akıllı H., Öztürk N.A., Karakuş C., Kahraman A., Akar A., Yanıktepe B., Özalp C. ve Gürlek C., "Akışkanlar mekaniği uygulamalarında parçacık görüntülemeli hız ölçme tekniği (PIV)", Ç.Ü. Müh. Mim. Fak. Dergisi, Cilt:18, Sayı: Özel sayı, s: , [26] Yanıktepe B, Ozalp C, Sahin B, Cag S, Experimental Ivestigation of Surface Flow Structure over Non-Slendar Diamond Wing, 7th International Exergy, Energy and Environment Symposium (IEEES7-2015, ENSIAME-UVHC, Valenciennes, France, p 51, April, 2015.

83 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Uzaktan Denetimli Gezgin Mini Yangın Söndürme Robotu Tasarımı ve Gerçekleştirilmesi Oğuzhan AVUÇLU 1,, M. Rahmi CANAL 2, Fecir DURAN 2 1 Bilgisayar Eğitimi Anabilim Dalı, Gazi Üniversitesi Bilişim Enstitüsü, Ankara, Türkiye 2 Bilgisayar Mühendisliği Bölümü, Gazi Üniversitesi Teknoloji Fakültesi, Ankara, Türkiye ÖZ Başvuru:25/07/2016 Düzeltme: 01/09/2016 Kabul: 21/09/2016 Bu çalışmada, labirentte yangın kaynağını arayarak bulan ve yangını hava akımı ile söndüren uzaktan kontrollü gezgin mini yangın söndürme robotu tasarlanmış ve gerçekleştirilmiştir. Bu süreç içerisinde robot, herhangi bir engele çarpmadan hareket etmektedir. Robot, insanın ulaşamadığı yangın bölgelerinde, sensörlerden gelen veriler ve uzaktan görüntü aktarımı sayesinde kablosuz olarak kontrol edilebilmektedir. Robotta, cisimlere olan mesafeyi ölçmek için Sharp mesafe ölçüm ve yangını algılayan sıcaklık ölçüm sensörleri kullanılmaktadır. Kablosuz haberleşme için HC-06 Bluetooth modülü, robotun denetim için ise PIC 18F452 mikrodenetleyicisi kullanılmaktadır. Gerçekleştirilen Uzaktan Denetimli Gezgin Mini Yangın Söndürme Robotu, yangın kaynağını bularak başarılı bir şekilde yangını söndürebilmektedir. Anahtar Kelimeler Yangın söndürme robotu, uzaktan denetim, gezgin robot. ABSTRACT Design and Implementation a Remote-Controlled Mobile Mini Fire Extinguishing Robot In this work, A Remote-Controlled Mobile Mini Fire Extinguishing Robot which can search and detect the fire and extinguish fire with stream of air was developed. Through the process, robot moved without collisions on any obstacles. Also, the Mobile Robot can be controlled by remote controller with data receiving from sensor in the fire zones where there is no eye contact. Temperature sensors that perceive the fire and also Sharp distance sensors which can measure the distance from obstacles were used on the robot. For wireless communication, HC-06 Bluetooth module and for robot control PIC18F452 microcontroller were used in the design. In the test phase, Remote Controlled Mobile Mini Fire Extinguishing Robot has executed the task successfully by finding the fire source and putting out the fire by creating airflow through the fan. Keywords Fire-fighting robot, remote control, mobile robots. İletişim yazarı, oguzhan_6806@hotmail.com.tr

84 260 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Oğuzhan AVUÇLU, M. Rahmi CANAL, Fecir DURAN 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Robot tarihi hayal dünyasını gerçeğe dönüştüren bir ilham kaynağıdır. Bundan dolayı; sinematik yaratıcılık, bilimsel beceri ve girişimci vizyonu ile birlikte robotiğin zengin bir geçmişi vardır [1]. Robotlar, ilk defa Çek oyun yazarı K. Capek tarafından bir oyunda dile getirilmiştir [2-6]. Robot kelime olarak Slav dilinde işçi veya köle anlamına gelmektedir [3,4]. Capek in 1920 de yazdığı RUR (Rossum un Evrensel Robotu) adlı bu oyunda, fabrika işçilerinin yerini alan ve insanların egemenliğine son vererek ülkeyi yönetmeyi amaçlayan bir robotun öyküsü anlatılmıştır [7] ların başlarında, Isaac Asimov ve John Campbell insan talimatlarını ve komutlarını takip eden akıllı robot fikrini ortaya atmışlardır [7]. Bu davranışları inceleyen bilim dalını ise Robotik olarak adlandırmışlardır [8]. Japonya Endüstriyel Robotlar Birliği (JIRA) robotları 6 sınıfa ayırmıştır: Sınıf 1: Elle İşleme Aygıtı: Kullanıcı tarafından tahrik edilip harekete geçirilen birkaç serbestlik dereceli aygıtlardır. Sınıf 2: Sabit Dizili Robot: Bir görevin ardışık adımlarını önceden belirlenmiş değişmeyen bir yönteme göre yapan ve gerçekleştirilen bu görevin değiştirilebilmesi zor olan bir aygıttır. Sınıf 3: Değişken Dizili Robotlar: Cihazın kullanımı 2. sınıftaki gibidir fakat icra edilen görevin aşamaları rahatlıkla değiştirilebilir. Sınıf 4: Yeniden Oynatmalı Robot: Kullanıcı eli ile robotu istenilen yörüngede yönlendirirken robot adımları sonradan yapmak üzere kaydeder. Daha sonra robot aynı hareketleri kaydedilmiş bilgiye göre tekrarlar. Sınıf 5: Sayısal Denetimli Robotlar: Kullanıcı robotu manuel olarak kontrol etmek yerine hareket programı uygulayarak kontrol etmiş olur. Sınıf 6: Zeki Robotlar, çevresini anlamak için gerekli donanımlara sahip ve istenilen görevleri yapabilmek için görevin bulunduğu çevredeki koşullardaki değişikliklere etkin bir şekilde uyum sağlayabilen ve görevi başarıyla tamamlayabilen robottur [9]. Fransız Robot Birliği ise şu sınıflandırmayı yapmaktadır: Tip A: Telerobotik için elle kumandalı işleme aygıtları, Tip B: Önceden belirlenmiş çevrimleri olan otomatik işleme aygıtları, Tip C: Programlanabilen, servo denetimli, sürekli ya da noktadan noktaya yörüngeleri olan robotlar. Tip D: Tip C gibi ancak çevresinden bilgi edinme yeteneğine sahip olanlar [10]. Uluslararası Standardizasyon Organizasyonu (ISO) ise robotu şöyle tanımlıyor: Otomatik olarak kontrol edilebilen, yeniden programlanabilen, üç veya daha fazla eksenli çok amaçlı manipülatörlerdir [1]. Birçok gelişmiş ülkede, sosyal baskı neticesinde hükümetler çalışanların güvenliğinin sağlanabilmesi için yeterli şekilde önlem almaktadır (Örneğin, Amerika Birleşik Devletleri İş Sağlığı Güvenliği Kanunu 1971). Üretim şirketleri ve diğer endüstri kuruluşlarında ekonomik gerekçelere dayanarak tehlikeli olarak kabul edilen işlerde robotlar insan emeğinin yerini önemli ölçüde almışlardır. Böylece endüstriyel robotlar boya püskürtme işlemleri, döküm, kaynak ve toksik maddelerinin taşınmasında kullanılmış ve diğer pek çok işte de başarılı bir şekilde görev yapmasıyla beraber işçilerden daha ağır şartlarda kullanılabileceği kanıtlanmıştır [4]. Sanayileşmiş ülkelerin önem verdiği alanların başında bilim ve teknoloji gelir. Bu ülkeler, dünyadaki egemenliklerini gerek siyasi yönden gerekse ekonomik ve askeri yönden perçinlemek için bilim ve teknolojik gelişmelere büyük miktarlarda paralar harcamaktadırlar [11]. Günümüzde, yüksek binalarda ve patlayıcı-yanıcı madde üretimi yapan fabrikalarda çıkabilecek yangınlara müdahale etmek oldukça zordur. Bu tip yerlerde çıkabilecek yangınların söndürülmesi aşamasında can kaybını önlemek için uzaktan kontrol sistemi ile itfaiye ekipleri gelene kadar yangına ilk müdahaleyi yapmak gerekmektedir. Türkiye de ilk ve tek olan Elektroland firmasının yapmış olduğu Firelord ve Robofire yangın söndürme robotları yangın başladıktan sonra itfaiye ekiplerinin giremediği durumlarda uzaktan kontrol edilerek yangına müdahale etmektedir [12]. Pyung-Hun ve arkadaşları kapalı ortamlarda yangınların tespiti için RF(radio frequency) ile uzaktan kontrollü ve görüntü aktarımlı manuel kontrollü robot uygulaması gerçekleştirmiştir [13]. Su ise bilgisayar destekli adaptif füzyon algoritması ile yangın tespiti ve söndürme için RF ile uzaktan kontrol edilen bir çalışma yapmıştır. Ayrıca bu çalışmada GSM ile yangın tespit edildiğinde bilgilendirme mesajı atılabilmektedir [14]. Chein ve arkadaşları Su nun gerçekleştirdiği robotu geliştirerek yangın ihtimalini de tespit edebilen bir yapıya ulaştırmışlardır [15]. AlHaza ve arkadaşları ise yüksek sıcaklıklarda uzun süre çalışabilecek bir yangın söndürme robot tasarımı yapmışlardır [16]. Rehman ve arkadaşlarının yangın kaynağının bulunması için robotların yönlendirilmesi üzerine yaptığı çalışmada ise sinüzoidal yönelimin yangın kaynağın tespitinin daha hızlı yapıldığı görülmektedir [17]. Literatürdeki çalışmalar incelendiğinde gömülü sistemler üzerine inşa edilmiş manuel/otonom kontrollü, yakından/uzaktan kontrol edilebilirlik özelliklerini bir arada taşıyan yangın tespit ve söndürme robotu bulunmamaktadır. Bu çalışmada, patlayıcı-yanıcı imalatı yapan büyük fabrikalarda çıkabilecek yangınlara, yangın büyümeden alarm sitemini devreye sokan ve yangına ilk müdahaleyi yapan uzaktan denetimli gezgin mini

85 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Oğuzhan AVUÇLU, M. Rahmi CANAL, Fecir DURAN 261 yangın söndürme robotu ele alınmış ve hem otomatik olarak hem de manuel olarak sensörlerden gelen verilere dayanarak robotu görmeden yönlendirebileceğimiz sistem tasarımı gerçekleştirilmiştir. Bundan sonraki bölümlerde Uzaktan Denetimli Gezgin Mini Yangın Söndürme Robot u yerine sadece Mobil Robot ifadesi kullanılacaktır. Tasarlanan mobil robotun yapısı ve çalışma prensibiyle ilgili detaylar ikinci bölümde, Mobil Robot Kontrol ve Arayüz Yazılımları üçüncü bölümde sunulmaktadır. Bu çalışmanın sonuçları ve elde edilen bulgular son bölümde verilmektedir. 2. TASARLANAN MOBİL ROBOTUN YAPISI VE ÇALIŞMA PRENSİBİ (STRUCTURE AND WORKING PRINCIPLE OF MOBILE ROBOT) Gerçekleştirilen çalışma; Mobil Robotun gövdesi ve Labirent Alanı, Mikrodenetleyici, Motor Kontrol Sistemi, Sensör Sistemi, Yangın Söndürme Sistemi, Enerji Dağıtım Sistemi, Uzaktan Kontrol Sisteminden oluşmaktadır. Sistemin blok diyagramı Şekil 1 de verilmiştir. Şekil 2: Mobil Robotunun Ana Gövdesi(Main Structure of Mobile Robot) Başlangıçta, Mobil Robotun içinde hareket edebileceği ve herhangi bir kısmında oluşan bir yangını tespit edip söndürebileceği bir labirent alanı oluşturulmuştur (Şekil 3). Bu alan içinde Mobil Robot önünde, solunda ve sağında bulunan 3 adet Sharp Kızılötesi Mesafe Sensörlerinden aldığı verilerle motorları kontrol edebilmekte ve bu sayede duvarlara çarpmadan hareket edebilmektedir. Robot hareket ederken engellere çarpmaması için tankın tekerleklerinin hızı, robotun duvarla olan mesafesine göre otomatik olarak algılanıp ayarlanmaktadır. Mobil Robotun üzerinde 4 satır ve 20 sütundan oluşan LCD ekranda bulunmaktadır. Akünün voltaj değeri, mesafe ve sıcaklık sensörlerinin değerleri LCD ekran üzerinden görülmektedir. Şekil 3:Labirent Alanı (Maze Area) Şekil 1: Mobil Robotun Blok Diyagramı(Block Diagram of Mobile Robot) 2.1 Mobil Robotun Ana Gövdesi ve Labirent Alanı Mobil Robotun bağlı olduğu gövde, tüm sistemin hareket etmesindeki ana parçadır. Sistem hazır bir gövde üzerine inşa edilmiştir (Şekil 2). 2.2 Mikrodenetleyici Tasarlanan Mobil Robot Sisteminde, tüm kontroller mikrodenetleyici elemanıyla yapılmaktadır. Tasarımda yüksek performanslı RISC(Reduced Instruction Set Computing) işlemci kullanılan, doğrudan adreslenebilir 32K program hafızası ve 1,5K veri hafızasına sahip PIC18F452 mikrodenetleyici kullanılmaktadır.

86 262 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Oğuzhan AVUÇLU, M. Rahmi CANAL, Fecir DURAN 2.3 Motor Kontrol Sistemi Mobil Robotun bağlı olduğu gövde, tüm sistemin hareket etmesindeki ana parçadır. Tankın üzerinde Mobil Robotu hareket ettiren 9V, 8000 Devir/Dakika iki tane DC motor kullanılmaktadır. DC motorları kontrol etmek için L298 motor sürücü devresi kullanılmaktadır. (Şekil 4). Mobil robotun duvarlara çarpmaması için DC motorlar, mikrodenetleyici ile hassas bir şekilde motor sürücü devresi üzerinden kontrol edilmektedir. Şekil 5: LM35CAZ Sıcaklık Sensörleri (LM35CAZ Temperature Sensors) Engellere çarpmadan hareket edebilme özelliği Mobil Robotun bir diğer özelliğidir. Bu özellik sayesinde Mobil Robot herhangi bir engele takılmadan labirent içinde hareket edebilmektedir. Amacımıza ulaşmak için robotun önünde, solunda ve sağında olmak üzere Tablo 2 de özellikleri verilen 3 adet Sharp GP2D120D mesafe sensörleri kullanılmıştır. Şekil 4: L298 Motor Sürücüsü Devresi(Motor Driver Circuit) 2.4 Sensörler Tasarımda cisimlere olan mesafe bilgisini sağlayan mesafe sensörleri ve yangını algılayan sıcaklık sensörleri kullanılmıştır. Tablo 1: LM35CAZ Sıcaklık Sensörü Özellikleri (Specifications of LM35CAZ) LM35CAZ SICAKLIK SENSÖRÜ Besleme Gerilimi Min:4;Max:30 V Belirtilen Çalışma Min:-55;Max:150 o C Sıcaklığı Sensör Kazancı 10 mv/ C Yangın algılama sistemi, sıcaklık sensörleri baz alınarak tasarlanmıştır. Amacımıza ulaşmak için robotun önünde, solunda ve sağında olmak üzere Tablo 1 de özellikleri verilen 3 adet LM35CAZ sıcaklık sensörleri kullanılmıştır. Şekil 5 te robotun üzerinde bulunan sıcaklık sensörleri görülmektedir. LM35 serisi sıcaklık sensörlerinin en önemli özelliği dış voltaj değeri ile sıcaklık değerleri arasında lineer bir ilişki vardır. Bu sensörler dışarıdan analog olarak aldığı verileri mikrodenetleyicinin ADC(Analog Digital Converter) pinlerine iletir ve burada bu değerler dijital değerlere çevrilir. Tablo 2: Sharp GP2D120 Mesafe Sensörü Özellikleri (Specifications of GP2D120) SHARP GP2D120 MESAFE SENSÖRÜ Besleme Gerilimi Min:-0,3; Max:7 V Mesafe Ölçüm Aralığı Min:4; Max:30 cm Çıkış Voltaj Değişimi (30cm-4cm) Min:1,95; Max:2,55 V Mesafe sensörlerinden gelen analog sinyaller mikrodenetleyicideki ADC pinlerine iletilmektedir. Bu sinyaller mikrodenetleyicide değerlendirilip mesafe olarak çevrilir. Böylelikle Mobil Robot çevresindeki engellerle olan mesafesini hesaplar. Sensörlerin içinde PSD (Position Sensitive Detector) denilen özel bir kısım bulunur. Bu kısım fotonlara duyarlıdır. Şekil 6 da mesafe sensörlerinin çalışma mantığı gösterilmiştir. Şekil 6: Mesafe Sensörlerinin Çalışma Mantığı(Working Principles of Proximity Sensors) Cismin, önündeki mesafesine göre yansıyan ışın mercekten geçerek, engel çok yakındayken PSD nin en uç noktasına (yansıma açısı büyük), engel çok uzaktayken PSD nin en iç noktasına (yansıma açısı

87 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Oğuzhan AVUÇLU, M. Rahmi CANAL, Fecir DURAN 263 küçük) gelir. Fotonlar PSD ye çarptığında bu bölge uyarılır ve fotoelektrik olay gerçekleşir. Fotonlar PSD ye çarptığında bu bölge uyarılır ve fotoelektrik olay gerçekleşir [18]. Mobil Robotta kullanılan Besleme Ünitesinin blok şeması şekil 7 de gösterilmektedir. 2.5 Yangın Söndürme Sistemi Yangının ilk safhalarında verimli bir müdahalenin yerine getirilebilmesi için o bölümde çıkması muhtemel yangın tipine uygun söndürücü seçilmesi gerekmektedir. Bu bakımdan öncelikle yangın sınıflarının belirlenmesi gerekmektedir. Beş adet yangın tipi mevcuttur. Bunlar; A sınıfı yangınlar: Kâğıt, ahşap, kumaş, kâğıt gibi katı madde yangınları. B sınıfı yangınlar: Akaryakıt, solvent, tiner gibi yanıcı ve parlayıcı sıvı yangınları C sınıfı yangınlar: Metan propan, LPG gibi yanıcı ve parlayıcı gaz yangınları D sınıfı yangınlar: Magnezyum, sodyum, alüminyum gibi metal yangınları E sınıfı yangınlar: Elektrik yangınları [19] Bu tip yangınların söndürme maddesi olarak Su, Köpük, ABC toz, BC toz, D tozlu CO2, Halon gazı gibi maddeler kullanılmaktadır. Gerçekleştirilen çalışmada su veya ortamdaki hava akımını kullanarak söndürülebilen A sınıfı yangınların söndürülmesi amaçlanmıştır. Mobil Robot labirent içinde engellere çarpmadan hareket ederken, sıcaklık sensörleri yangını algıladığında yangın söndürme sistemi aktif olmaktadır. Yangının kaynağı tespit edildikten sonra ilk olarak uyarı zili çevredeki insanlara haber vermek için sesli uyarı vermeye başlar. Daha sonra Mobil Robotun önünde bulunan 12V luk DC fanın dönmesiyle yangın söndürülmektedir. Mobil Robotta bu fanı kullanmamızın sebebi en fazla 600mA akım çekmesi ve monte etme sırasında su, gaz, toz vs. gibi ekstra ekipmana ihtiyaç duymadan ortamda bulunan havayla yangını söndürmesidir. Mesafe algılama sistemi, Mobil Robotu yangın kaynağından 22 cm uzak tutmaktadır. Bu sayede robot yangın kaynağını temsil eden muma çarpmadan durabilmektedir. Yangın kaynağı ile robot arasındaki mesafe yaptığımız testlerde tespit edilerek ayarlanmıştır. 2.6 Besleme Ünitesi Besleme ünitesi aküden gelen 12V DC gerilimi robot üzerinde kullanılan her bir sisteme uygun gerilim değerlerini dönüştürmektedir. Mikrodenetleyici, LCD, uyarıcı zil (Buzzer) ve sensörler 5V; motorlar ve fan 12V; HC-06 Bluetooth modülü 3.3V enerjiye ihtiyaç duymaktadır. Şekil 7: Güç Dağılım Sistemi (Power Distribution System) 2.7 Uzaktan Kontrol Sistemi Mikrodenetleyici, bilgisayar ile bluetooth modülü kullanarak iletişime geçmektedir. Sensörler ürettikleri sinyalleri bluetooth üzerinden UART(Universal Asynchronous Receiver Transmitter- Evrensel Asenkron Alıcı Verici) vasıtasıyla bilgisayarın seri portuna göndermektedir ve arayüz programı sensörden alınan bu değerleri göstermektedir. Bu sistemde Mobil Robot kablosuz bir şekilde komutları alabilmektedir. Uzaktan kontrol sisteminde verilerin transferi için HC-06 Bluetooth modülü kullanılmaktadır. 3. MOBİL ROBOT KOTROL ARAYÜZ YAZILIMLARI VE SİSTEM ALGORİTMASI (MOBILE ROBOT CONTROL INTERFACE SOFTWARE AND SYSTEM ALGORITHM) Robotu uzaktan kontrol etmek için bilgisayardaki arayüz program Microsoft Visual C# programlama dilinde yazılmıştır. Gerçekleştirilen yazılımda manuel ve otomatik mod bulunmaktadır. Manuel mod, bir kişi tarafından robotun kontrol edilmesine olanak sağlamaktadır. Otomatik mod ise robotun görevini otonom olarak icra etmesini sağlamaktadır. Geliştirilen arayüz ile ortam verileri(robotun engellere olan mesafesi cm cinsinden ve ortamın sıcaklığı o C cinsinden) robot üzerindeki sensörler sayesinde izlenebilmektedir (Şekil 8).

88 264 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Oğuzhan AVUÇLU, M. Rahmi CANAL, Fecir DURAN Yangın algılanması durumunda Mobil Robot yangının algılandığı yöne doğru hareket etmekte ve yangın kaynağına yeterince yaklaştıktan sonra uyarıcı zili ve fanı çalıştırmaya başlamaktadır. Mobil Robot yangın arama esnasında bir engel karşılaştığında geliştirilen algoritma ile hangi yöne gidileceğine otonom olarak karar vererek labirent içerisinde yol almaktadır. 4. SONUÇLAR (CONCLUSIONS) Bu çalışmada, patlayıcı-yanıcı imalatı yapılan fabrikalarda ve kapalı alanlarda meydana gelebilecek yangınları söndürmek için prototip bir mobil robot uygulaması gerçekleştirilmiştir. Şekil 8: Mobil Robot İzleme ve Kontrol için Geliştirilen Bilgisayar Arayüzü (Implemented GUI for Monitoring and Control of Mobile Robot) Uzaktan denetim sayesinde Mobil Robot insanın ulaşamadığı yangın bölgelerine, sensörlerdeki bilgiler ışığında yönlendirebilmektedir. Manuel modda mobil robot bu arayüz program sayesinde kontrol edilebilmekte, robotun hızı ayarlanabilmekte ve yangın söndürme fanı çalıştırabilmektedir. Sistemin çalışma algoritması şekil 9 da görülmektedir. Gerçekleştirilen mobil robot, uzaktan kontrol edilebilmektedir ve bulunduğu ortamda sürekli hareket ederek yangın yayılmadan ilk müdahaleyi yapabilmektedir. Yapılan araştırmalarda kapalı mekânlarda yangının ilk başlangıç anını algılayıp müdahale eden Mobil Robot sistemi bulunmamaktadır. Ayrıca fabrikaların duvar yüksekliği fazla olduğundan tavana asılan yangın detektörleri yerden başlayan ısıyı geç algılamakta ve alarm devreye geç girmektedir. Gerçekleştirilen Mobil Robot ısı sensörleriyle herhangi bir ısı yükselmesinde yangın kaynağına hareket ederek alarm sistemini çalıştırarak yetkililere haber vermekte ve yangını söndürmektedir. Böylece can ve mal kaybını en aza indirgemek mümkün olmaktadır. Ortam verileri LCD ve bilgisayardaki arayüzde gösterilmektedir Ayrıca robot manuel olarak Bluetooth üzerinden RS232 arayüzü ile kablosuz uzaktan kontrol edilebilmektedir. AR-GE çalışmaları ve gerekli kaynağın sağlanmasıyla Mobil Robot küçük boyutlu bir tasarım olmaktan çıkıp yangına yaklaşmanın zor olduğu büyük fabrikalarda klasik yangın detektörleri kullanmanın dışında aktif olarak kullanılabilecek Uzaktan Denetimli Manuel/Otonom Gezgin Yangın Söndürme Robotu geliştirilebilir. KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Stone, W. L. (2005). Robotics and automation handbook. Boca Raton, Florida: CRC Press. [2] Nabiyev, V. V. (2016). Yapay Zeka: İnsan- Bilgisayar Etkileşimi. Ankara: SEÇKİN Yayıncılık. [3] Siciliano, B., Sciavicco, L., Villoni, L. ve Oriola G. (2010). Robotics Modelling, Planning and Control. London : Springer Verlag. [4] A. Angelo, J. (2012). Robotics: A Referene Guide to he New Technology. Westport: Greenwood Pres. Şekil 9: Mobil Robotun Yazılım Algoritması (Software Algorithm of Mobile Robot)

89 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Oğuzhan AVUÇLU, M. Rahmi CANAL, Fecir DURAN 265 [5] Spong M. W., Hutchinson, S. ve Vidyasagar, M. (2011). Robot Modelling and Control. United States of America: John Wiley&Sons, Inc. [6] Fuller, J. L. (2006). Robotics Introduction, Programming, and Projects. New Jersey: Prentice-Hall. [7] Wolovich, W. A. (1987). Robotics: Basic Analysis and Design. Newyork : CBS College Publishing. [8] Albayrak, M. (1997). Üç Boyutlu Uzayda Hareket Edebilen Robot Kolunun, Bilgisayar Destekli Kontrolü, Tasarımı ve Uygulaması, Yüksek Lisans Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara. Procedia - Social and Behavioral Sciences, Perak, Malaysia. [17] Rehman A., Necsulescu D., Sasiadek J. (2015, May). Robotic Based Fire Detection in Smart Manufacturing Facilities, Paper presented at the 15th IFAC Symposium oninformation Control Problems in Manufacturing, Ottawa, Canada. [18] (11 Mart 2016). [19] T.C. Başbakanlık. (2012). Binaların Yangından Korunması Hakkında Yönetmelik. T.C. Resmi Gazete, 2002/4390. [9] Nehmzow, U. (2000). Mobile Robotics: A Pratical Introduction. London : Springer Verlag. [10] Ören T, Üney T ve Çölkesen R. (2006). Türkiye Bilişim Ansiklopedisi. İstanbul: Papatya Yayıncılık. [11] Mendi, F. (1992). Sanayi Robotlarının Mekanik Üretimindeki Rolü, Performansları ve Türk Sanayisinin Robotlar Yönünden Bugünkü Durumu, Doktora Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara. [12] 2.html# (11 Mart 2016) [13] Pyung-Hun C., Young-Hwan K., Gun R. C., Jong H. K., Maolin J., Jinoh L., Jae W. J., Dong K. H., Je H. J., Woo-Jun., Yong-Bo K. (2006, October). Control Architecture Design for a Fire Searching Robot using Task Oriented Design Methodology. Paper presented at the SICE- ICASE International Jooint Conference, Busan, Korea. [14] Su K. L. (2006, October). Automatic Fire Detection System Using Adaptive Fusion Algorithm for Fire Fighting Robot. Paper presented at the IEEE International Conference on Systems, Man and Cybernetics, Taipei,Taiwan. [15] Chein T. L., Guo H.; Su K. L.;Shiau V. S. (2007, May). Develop a Multiple Interface Based Fire Fighting Robot. Paper presented at the International Conference on Mechatronics, Kumamoto, Japan. [16] AlHaza T., Alsadoon A., Alhusinan Z., Jarwali M., Alsaif K. (2015). New Concept for Indoor Fire Fighting Robot. Paper presented at the

90 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Meyve ve Sebzelerin Kurutma Parametrelerinin İncelenmesi Ali Etem Gürel 1,, İlhan Ceylan 2, Mustafa Aktaş 3 1 Düzce Üniversitesi, Düzce Meslek Yüksekokulu, Elektrik ve Enerji Bölümü, Düzce/TÜRKİYE 2 Karabük Üniversitesi, Teknoloji Fakültesi, Enerji Sistemleri Mühendisliği Bölümü, Karabük/TÜRKİYE 3 Gazi Üniversitesi, Teknoloji Fakültesi, Enerji Sistemleri Mühendisliği Bölümü, Ankara/TÜRKİYE ÖZ Başvuru: 26/07/2016 Düzeltme: 17/10/2016 Kabul: 24/10/2016 Kurutma, tarımsal ürünlerin bozulmadan korunması için kullanılan en eski yöntemdir. Kurutma işlemi ile birlikte gıda ürünlerindeki su aktivitesi değeri düşer ve böylece gıdaların bozulma süreci yavaşlar. Kurutma işlemi ile gıdaların uzun süre korunması sağlanır. Kurutma birçok aşamadan oluşan karmaşık bir uygulamadır. Bu süreç kurutma öncesi işlemleri, kurutma işlemini ve kurutma sonrası analizleri kapsamaktadır. Kurutma öncesi işlemler, ürünlerin hazırlanmasını, önişlemleri, nem içeriklerinin belirlenmesi aşamalarını kapsar. Kurutma sonrası analizler ise, ürünün renk, doku, büzülme, gözeneklilik, tat, su aktivitesi, rehidrasyon, raf ömrü, besin değerleri vb. değerlendirmeleri kapsar. Kurutma işleminin başarılı sayılabilmesi için bütün bu süreçlerin dikkatli bir biçimde gerçekleştirilmesi gerekmektedir. Bu çalışmada, gıda kurutulması işlemleri sırasında uygulanan kurutma prosedürleri incelenmiştir. Anahtar kelimeler: Kurutma, enerji, gıda, renk değişimi, su aktivitesi. ABSTRACT Examining Drying Parameters of Fruits and Vegetables Drying is the oldest method known for preserving agricultural products. Drying process reduces the water activity of foods, thus slowing down food spoilage. It ensures preservation of foods for longer periods. Drying is a complex process which consists of more than one step. The whole process includes pre-drying processes, the drying process itself and the post-drying analysis. Pre-drying processes cover the preparation of products, pre-drying treatments and determination of moisture contents. Post-drying analysis covers the assessments of the color, texture, shrinkage, porosity, taste, water activity, rehydration, shelf life, nutritive value etc. of the products. All these processes must be completed carefully so that the drying process is regarded as successful. This study examines the drying procedures used during the drying of foods. Key Words: Drying, energy, food, color change, water activity. İletişim yazarı, etemgurel@gmail.com

91 268 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ali Etem GÜREL, İlhan CEYLAN, Mustafa AKTAŞ 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Kurutma en temel tanımıyla; kurutulmak istenen üründen nemin uzaklaştırılması işlemidir. Geçmişten günümüzde kurutma işlemi endüstriyel ihtiyaçları karşılayacak biçimde gelişmiş ve kendisine geniş bir uygulama alanı bulmuştur. Bugün endüstriyel uygulamalarda kurutmanın kullanılmadığı alan neredeyse yok gibidir. Kurutma işlemi yaygın olarak gıda, kimya, tekstil, deri ve kereste sanayi gibi endüstri dallarında uygulanmaktadır [1]. Tarımsal ürünlerin kurutulması için birçok farklı kurutma yöntemi kullanılır. Bu yöntemlerden en eskisi güneş altında açıkta kurutmadır. Bu yöntem basit olmakla birlikte ürünlerin açıkta oluşu, toz, yağmur, böcekler, kuşlar ve rüzgâr etkisi gibi pek çok olumsuzluğu da beraberinde getirir. Bununla beraber açıkta kurutma yöntemi geniş bir kurutma alanı ve uzun bir kurutma süresini de gerektirmektedir. Bu nedenle kurutma işleminin kontrollü yöntemler kullanılarak gerçekleştirilmesi son derece önemlidir. Kurutma işleminin başarısı, gerek ürün kalitesi gerekse işletmenin kârlılığı bakımından uygun bir kurutucunun seçilmesine bağlıdır. Her ürünün kurutulmasına uygun çok amaçlı bir kurutucu tipinin olmaması nedeni ile ilk adım olarak kurutma yönteminin ve kurutucunun doğru seçimi büyük önem taşımaktadır [2]. Kurutucu seçimi yapılırken kurutucuların karakteristik özellikleri göz önünde tutulmalıdır. Aynı kurutucunun çalışma şartlarında yapılan değişiklik, ürünün kalitesini etkileyebilir. Bu yüzden kurutucu tipinin yanında optimum kalite ve ısıl nem almanın maliyeti için doğru çalışma şartlarını da seçmek ayrıca önemlidir [3]. Kurutma yöntemi ve kurutucu tipi ne olursa olsun gıdalar, kurutma öncesinde, sırasında ve sonrasında belirli işlemlerden geçirilmelidir. Bu çalışmada bu kontrol yöntemleri üzerinde ayrıntılı olarak durulmuştur. 2. KURUTMA İŞLEMİ (DRYING PROCESS) Temel bir kurutma işlemi üç aşamadan oluşur. Bunlar; kurutma öncesi işlemler, kurutma sırası ölçümler ve kurutma sonrası kontrollerdir Kurutma öncesi işlemler (Pre-drying processes) Kurutma işlemleri öncesinde meyve veya sebzelerde bazı önişlemleri uygulanır. Bu önişlemler ürünlerin güvenliğini ve kalitesini artırmaktadır. Sebzelerde önişlem olarak sıcak suya veya buhara daldırma işlemi yapılmaktadır. Daldırma işlemi, enzim aktivitesini durdurmaya veya yavaşlatmaya yardım ederek ürünlerin depolanması sırasında istenmeyen tat ve kıvam değişiklerini önler. Bununla beraber daldırma işlemi ürünlerin hızlı kurumasını, vitaminlerini ve renklerini korumalarını sağlar. Tablo 1 de sebzelerin önişlemleri ve hazırlık aşamaları verilmiştir [4]. Tablo 1. Sebzeler için önişlemler ve kurutma hazırlıkları [4]. Sebze Havuç Patates Kabak Biber Maydanoz ve diğer tıbbi bitkiler Soğan Hazırlık Ürün yıkanır. Üst kısımları ve kökleri kesilir, soyulur. 1/8 kalınlığında dilimlenir. Yıkanır, soyulur ve 1/8 kalınlığında dilimlenir. Yıkanır ve 1/4" kalınlığında dilimlenir Yıkanır, sapları ayıklanır. Çekirdekleri ve tohumları çıkarılır. 1/2-1/4 kalınlığında halkalar veya şeritler halinde kesilir. Yıkanır. Kümelere ayrılır. Sert olan gövdeleri atılır. Yıkanır. Kabukları soyulur. Üst ve kökleri kesilir. 1/4"-1/8 kalınlığında dilimlenir. Daldırma süresi (dakika) Kurutma süresi (saat) Kuruluk testi Sert kırılgan Kırılgan Sert kırılgan Sert kırılgan Kolayca dağılır Çok kırılgan Kereviz Sapları ayıklanır ve iyice yıkanır Çok kırılgan Bezelye Kabukları ayıklanır ve yıkanır Sert, buruşuk ve yeşil Meyvelere de kalitesini ve rengini koruyabilmesi için kurutma öncesi işlemler uygulanır. Meyveler genellikle asidik solüsyonlara daldırılır. Bu solüsyonlar; askorbik asit, sitrik asit ve limon suyudur. Tablo 2 de bazı meyveler için önişlemler ve kurutma öncesi hazırlıklar verilmiştir [5]. Kurutma işlemlerine başlamadan önce, kurutulacak ürünün tam kuru ağırlığının belirlenmesi çok önemlidir. Bu değer, kurutma işleminin hangi aşamada sonlandırılacağının belirlenmesi ve kurutma işleminin başarısının ölçülmesi için çok önemlidir. Bu değeri belirlemek için en sık kullanılan yöntem kütle değişim yöntemidir. Bu yöntemde kurutulacak ürün, belirli bir

92 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ali Etem GÜREL, İlhan CEYLAN, Mustafa AKTAŞ 269 sıcaklıkta sabit tutulan bir etüvde kurumaya bırakılır ve aralıklı olarak ürün kütlesi ölçülür. Birbirini takip eden iki ölçüm sonunda kütle değişiminin %1 den az olması durumunda ürünler tam kuru kabul edilir [6]. Bir başka kurutma öncesi işlem de ürünün nem içeriğinin belirlenmesidir. Bu önemli bir işlemdir. Bu işlem sayesinde ürünün başlangıç ve son nem içerikleri belirlenebilir. Bu değerlerin belirlenmesi kurutma işleminin başarısının ölçülmesi açısından önemlidir. Nem içeriği üç farklı yöntemle belirlenebilir. Direkt ölçüm: Bu yöntemde üründeki su içeriği kütle değişimi ölçülerek belirlenir. Bu yöntemde kuru baza ve yaş baza göre hesaplamalar yapılabilir. Bunun için Eşitlik 1 ve 2 kullanılır [7-9]. Bu yöntem nem içeriğinin daha doğru ölçülmesini sağlar. Ayrıca diğer yöntemlere göre daha kullanışlıdır. Tablo 2. Meyveler için önişlemler ve kurutma hazırlıkları [5]. Meyve Elma Kayısı Muz İncir Armut Nektarin ve şeftali Kurutma prosedürü Olgun çiftlik elmaları seçilir. İyice yıkanır ve çekirdekleri çıkarılır. Halka olarak veya 1/4"-1/8 kalınlığında dilimlenir ya da dörde veya sekize dilimlenir. Askorbik aside ya da diğer antimikrobiyal solüsyonlara 10 dakika boyunca daldırılır. Solüsyondan çıkarılır ve kurulanır. Kurutma kabinine tek kat olarak ve çekirdekli tarafları yukarıya gelecek biçimde dizilir. Kurutulduktan sonra kesildiğinde merkezinde nemli bir bölge olmaz. Esnek, derimsi ve yumuşaktır. (6-12 saat kurutma süresi) Tam olarak olgunlaşmış kayısılar seçilir. İkiye bölünür ve çekirdekleri çıkarılır. Kabukları soyulmaz. Askorbik aside ya da diğer anti-mikrobiyal solüsyonlara 10 dakika boyunca daldırılır. Solüsyondan çıkarılır ve kurulanır. Kurutma kabinine tek kat olarak ve çekirdekli tarafları yukarıya gelecek biçimde dizilir. Kurutulduktan sonra kesildiğinde merkezinde nemli bir bölge olmaz. Esnek, derimsi ve yumuşaktır. (24-36 saat kurutma süresi) Olgunlaşmış muzlar seçilir. Kabukları soyulur. 1/8 kalınlığında dilimlenir. Sitrik asit ya da diğer anti-mikrobiyal solüsyonlara 10 dakika boyunca daldırılır. Solüsyondan çıkarılır ve kurulanır. Kurutma kabinine tek kat dizilir. Kuruduğunda sert ve derimsidir. (6-10 saat kurutma süresi) Olgun incirler seçilir. Yıkanır veya nemli bir bez ile silinir. Arzu edilirse soyulabilir. Eğer incirler küçükse ya da ağaç üzerinde bir miktar kurumuşsa bütün halde bırakılabilirler. Büyük incirler dilimlenir. Eğer incirler bütün bırakılmışsa 30 saniye kaynar suya daldırılır. Dilimlenmiş incirler askorbik aside ya da diğer anti-mikrobiyal solüsyonlara 10 dakika boyunca daldırılır. Solüsyondan çıkarılır ve kurulanır. Kurutma kabinine tek kat dizilir. Kuruduğunda derimsi ve bükülebilirdir. (12-24 saat kurutma süresi) Olgunlaşmış armutlar seçilir. İyice yıkanır. Eğer istenirse soyulabilir. Boyuna olacak şekilde ikiye kesilir ve çekirdeği alınır. 1/4"-1/8 kalınlığında dilimlenir ya da dörde veya sekize dilimlenir. Sitrik asit ya da diğer anti-mikrobiyal solüsyonlara 10 dakika boyunca daldırılır. Solüsyondan çıkarılır ve kurulanır. Kurutma kabinine tek kat olarak ve çekirdekli tarafları yukarıya gelecek biçimde dizilir. Kurutulduktan sonra kesildiğinde merkezinde nemli bir bölge olmaz. (6-10 saat kurutma süresi) Olgunlaşmış ürünler seçilir. Yıkanır ve soyulur. İkiye bölünür ve çekirdeği çıkarılır. Dörde bölünür ya da dilimlenebilir. Sitrik asit ya da diğer anti-mikrobiyal solüsyonlara 10 dakika boyunca daldırılır. Solüsyondan çıkarılır ve kurulanır. Kurutma kabinine tek kat olarak ve çekirdekli tarafları yukarıya gelecek biçimde dizilir. Kuruduğunda derimsi ve biraz esnektir. (6-36 saat kurutma süresi) MC M M i d kb (1) M d Mi M MC d yb (2) Mi Eşitliklerde, M i kurutulan ürünün başlangıç kütlesi ve M d kurutulmuş halde ürün kütlesidir. Endirekt ölçüm: Bu yöntem ürünün direnç ve kapasitansının ölçümünü ve sonra bunun nem içeiğine dönüştürülmesini kapsar. Direnç ve kapasitansın ölçümünde doğru bir ölçüm gerçekleştirebilmek için sıcaklık düzeltmelerine ihtiyaç duyulmaktadır. Nem ölümlerinin çoğunda sıcaklık düzeltme yazılımları kullanılmaktadır. Direnç ve kapasitansın ölçümü ile gerçekleştirilen yöntemde her ürün için kalibrasyon eğrileri oluşturulması gerekliliği bu yöntemin kullanımını sınırlar [10]. Diğer bir endirekt ölçüm yöntemi higrometre kullanımıdır. Higrometre, üründe bulunan hava boşluğundaki bağıl nemi ölçer. Bu ölçüm, üründeki su aktivitesi değerinin belirlenmesinde kullanışlıdır. Higrometre üründeki nem içeriğini doğrudan ölçemez. Duyulara dayalı ölçümler: Bu yöntem ürünün elle, gözle ve tat alarak kontrolü anlamına gelir. Küçük işletmeler tarafından çok kullanılan bir yöntemdir. Bu ölçüm yöntemi endirekt olduğundan ve kişiden kişiye değişim gösterdiğinden çok güvenilir bir yöntem değildir. Bu nedenle bilimsel bir yöntem sayılamaz.

93 270 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ali Etem GÜREL, İlhan CEYLAN, Mustafa AKTAŞ Tablo 3 te bazı gıda ürünlerinin ilk ve son nem içerikleri ile uygun kurutma havası sıcaklıkları verilmiştir. [3] Kurutma işlemleri için en önemli parametrelerden biri kurutma havası sıcaklıklarıdır. Kurutma işleminde uygun sıcaklığın seçilmemesi, ürünlerin bozulmasına, renk değişimine ve lezzet kaybına uğramasına yol açacaktır Kurutma sırasındaki işlemler (Processes during drying) Kurutma işlemi sürdürülürken gerçekleştirilen bazı işlemler vardır. Normal şartlar altında yapılan bir kurutma işleminde, kurutma ünitesinin sürekli açılması hem ısı kaybına hem de ürün nem miktarının artmasına yol açacağı için çok tercih edilen bir uygulama değildir. Eğer kurutucu içerisinde sürekli ölçüm alınabilecek bir sistem varsa bu şekilde ölçümler almak çok daha kullanışlıdır. Kurutma sırasında yapılan ölçümlerin başında kütle değişimi gelir. Kütle değişimi sürekli takip edilerek, ürünün anlık nem içeriği ve kurutucu sistemin anlık performansı bulunabilir. Kurutma sırasında kütle değişimi ölçülerek zamana göre nem içeriği değişimi grafikleri oluşturulabilir. Tipik bir sisteme ait nem değişimi grafiği Şekil 1 de gösterilmiştir [11]. Tablo 3. Bazı gıda ürünlerinin nem değerleri ve kurutma sıcaklıkları [3]. Ürün adı Başlangıç nemi (yaş Son nem miktarı (yaş İzin verilen en yüksek baza göre) (%) baza göre) (%) kurutma sıcaklığı ( C) Mısır Buğday Tahıl Pirinç Bakliyat Yağlı tohumlar Yeşil bezelye Karnabahar Havuç Yeşil fasulye Soğan Sarımsak Lahana Tatlı patates Patates Biber Elma Kayısı Üzüm Muz Bamya Ananas Domates Şekil 1. Kurutma süresine göre nem değişimi [11].

94 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ali Etem GÜREL, İlhan CEYLAN, Mustafa AKTAŞ Kurutma sonrası kontroller ve işlemler (Postdrying controls and processes) Kurutma sonrası kontroller ve işlemler, gerçekleştirilen kurutmanın başarıya ulaşıp ulaşmadığını göstermesi ve kurutma işleminin sürdürebilirliğini sağlaması açısından önemlidir. Bu kontroller ve işlemler ürünün renk, doku, büzülme, gözeneklilik, tat, su aktivitesi, rehidrasyon, raf ömrü, besin değerleri vb. değerlendirmeleri kapsar. Bu bölümde bu parametrelerden bazıları açıklanmıştır. Renk: Renk belki de tüketiciler tarafından aranan en önemli özelliktir. Renk pigmentleri, Maillard reaksiyonu ve enzimatik esmerleşme kurutma sürecinde ürünün renk değiştirmesinde önemli rol oynar. Ürünlerdeki renk değişimleri CIELab renk uzayı sistemi kullanılarak analiz edilebilir. Bu yöntemde kurutulan ürünlerden seçilen numunelerin L * (parlaklık), a * (kırmızılık) ve b * (sarılık) değerleri ölçülür. Ölçülen bu değerlerden yararlanarak ürünlerin toplam renk değişimi hesaplanabilir. Bu hesaplama için Eşitlik 3 kullanılır [12]. * * * * * * L L a a b b E ref ref ref (3) Çoğu uygulamada renk değişiminin fazla oluşu tüketiciler tarafından uygun olmayan bir durumdur. Tüketiciler genellikle ürünlerin kurutma öncesi renklerine mümkün olduğunca yakın olmalarını istemektedirler. Tablo 4 te toplam renk değişimi aralıkları verilmiştir [13]. Tablo 4. Toplam renk değişim aralıkları [13]. Seviye ΔE aralığı Eser değerde fark Çok küçük fark Göze çarpan fark Anlaşılabilir fark Büyük fark Çok büyük fark > 12.0 Toplam renk değişiminin yanı sıra, renk değerlendirilmesi için kullanılan iki parametre daha vardır. Bunlar; kroma (C) ve Hue açısıdır (H). Bu iki parametre sırasıyla Eşitlik 4 ve 5 kullanılarak hesaplanır [12]. C a *2 b *2 (4) * b H arctan (5) * a Hue açısı bir renk dairesi olarak tanımlanmakta olup kırmızı-mor renkleri açı değerlerinde almakta, sarı rengi 90 açı değerinde almakta ve mavimsi yeşil rengi de açı değerlerinde almaktadır. Kroma değeri, rengin doygunluğunu göstermektedir. Donuk renklerde kroma değerleri düşerken canlı renklerde ise kroma değeri yükselmektedir [14]. Su aktivitesi: Kurutma işlemi ile birlikte ürünlerin su aktivitesi değerleri düşer. Bir gıdanın su aktivitesi (aw), onun mikrobiyolojik veya kimyasal-biyokimyasal yollarla bozularak kalitesini kaybetmesi üzerinde rol oynayan önemli bir faktördür [15]. Gıdaların içerisindeki nemin bulunduğu ortam havasının bağıl nemi ile dengede bulunmasına higroskopik denge denir [16]. Gıdanın içerisindeki su oranının bulunduğu çevre havası bağıl nemi ile dengeye ulaştığında, çevre havası bağıl neminin 100 e bölünmesi ile o gıdaya ait mevcut su oranındaki su aktivitesi (aw) bulunmuş olur ve Eşitlik 6 ile gösterilebilir. ÇBN a w 100 Tablo 5 te bazı toksijenik küflerin faaliyetleri ve toksin üretebilmeleri için gerekli minimum su aktivitesi değerleri görülmektedir [17]. Şekil 2 de ise farklı gıdalar için nem içeriğine göre su aktivitesi değerleri verilmiştir. Rehidrasyon oranı: Kurutulmuş ürünlerin rehidrasyon yeteneği de önemli bir kalite kriteridir. Kurutulmuş meyveler sıcak su içerisinde bekletilir. Belli aralıklarla sudan çıkarılıp, bir elek üzerinde suyun süzülmesi beklendikten sonra tartılarak sabit ağırlığa ulaşması izlenir. Sabit ağırlığa ulaşınca belirlenen süzme ağırlığının (SA) başlangıçtaki kuru ağırlığa (KA) oranı, rehidrasyon oranını verir. Rehidrasyon oranı Eşitlik 7 kullanılarak belirlenebilir [15, 18]. (6) Tablo 5. Bazı toksijenik küflerin faaliyetleri ve toksin üretebilmeleri için gerekli minimum su aktivitesi (aw) değerleri [17]. Minimum su aktivitesi Oluşturulan mikotoksinler Küfler değerleri Faaliyet Toksin için üretimi için Aflatoksin Aspergillus flavus A. parasiticus Ochratoksin A.ochraceus Penicillium cyclopium Patulin P.expansum P.patulum Stachybotryn Stachybotrys altra

95 272 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ali Etem GÜREL, İlhan CEYLAN, Mustafa AKTAŞ Şekil 2. Nem içeriğine göre su aktivitesi değerinin değişimi. RO SA KA Besin değerleri: Besin değerleri kurutma işlemi boyunca düşer. Besin değerlerindeki düşüş, uygun önişlemlerle, (7) doğru kurutucunun seçimiyle ve kurutma işleminin optimizasyonu ile azaltılabilir. Tablo 6 da kurutulmaları sırasında gıdaların besin değerlerinde meydana gelebilecek olası değişimler verilmiştir [19]. Tablo 6. Gıdaların kurutulmasında oluşabilecek besin değeri değişimleri [19]. Besin değeri Kalori içeriği Lif Vitamin A Vitamin C Mineraller Protein Karbonhidratlar Lipidler Oluşabilecek değişimler Değişim oluşmaz. Ama ürün su kaybettiği için kütlesi azalır. Değişim oluşmaz. Kontrollü sıcaklıklar altında oldukça iyi muhafaza edilir. Sebzelerin kurutulması ve daldırma önişlemi süresince çoğu tahrip olur. Eğer ürün suda bekletilmediyse, rehidrasyon süresince minerallerin çoğu kaybolur. Demir kurutma sürecinde tahrip olmaz. Enzimatik bozulmaya uğrayabilir. Şeker karamelize olabilir ve kurutulan ürüne daha koyu bir renk verebilir. Kurutmanın başlangıcında enzimatik hidrolize uğrayabilir. Düşük su aktivitesinde doymamış yağ asitlerinin otooksidasyonu bayatlamaya neden olur. Raf ömrü: Depolama ve paketleme, kurutulmuş ürünün raf ömrünü etkileyen önemli bir faktördür. Paketleme işlemi ile gıda içerine nem ve oksijen girişi engellenmelidir. Bu sayede hem ürün daha uzun muhafaza edilebilecek hem de ürün lezzeti korunacaktır. Doku: Üründen nemin alınması ile birlikte ürünün yapısında ve dokusunda değişiklikler meydana gelir. Bu değişiklere kurutulmuş ürünlerin gözenekliliklerindeki değişiklikler sebep olmaktadır. Sertlik, çatlaklık, elastikiyet, yapışkanlık, kırılganlık, çiğnenebilirlik, sakızımsılık gibi doku özellikleri, doku profili analizi ile belirlenebilir. Bunun için analiz cihazları kullanır. Tipik bir doku profili analizi Şekil 3 te gösterilmiştir. Sertlik ve çatlaklık bu eğriden çok rahat okunabilir. Sertlik eğrinin ilk maksimum noktası iken, çatlaklık ise eğrideki ilk kırılmadır [12]. Şekil 3. Tipik bir doku profili analizinden oluşturulmuş kuvvet-zaman eğrisi [12].

96 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ali Etem GÜREL, İlhan CEYLAN, Mustafa AKTAŞ SONUÇLAR (RESULTS) Kurutma işleminin temel amacı gıdayı uzun süre bozulmadan saklamaktır. Kurutma birçok bölümden oluşan karmaşık bir uygulamadır. Bu çalışmada, gıda kurutulması işlemleri sırasında uygulanan kurutma prosedürleri incelenmiştir. Çalışmanın sonuçları ve genel değerlendirmeler maddeler halinde verilmiştir. Kurutma sonrası gıdada ölçülmesi gereken en önemli değerlerin başında ürünün su aktivitesi değeri gelir. Su aktivitesi değeri, mikrobiyal gelişme olmayacak seviyelere indirildiğinde gıdanın depolanması, paketlenmesi veya dağıtılması sırasında herhangi bir bozulma meydana gelmez. Üründe meydana gelecek renk değişimi ve deformasyon da ürünün piyasa koşullarını doğrudan etkiler. Ürünler mutlaka izin verilen uygun sıcaklık ve hava hızlarında kurutulmalıdır. Kurutma öncesi yapılan önişlemler, renk değişimlerinin ve oksidasyonun önlenmesi için çok önemlidir. Üründe su aktivitesi nem içeriği arasındaki ilişki iyi kurulmalıdır. Ürünün nem içeriğini çok düşük değerlere indirmek bazı durumlarda ürünün lezzet kaybına uğramasına yol açabilir. Uygun nem içeriğinin, olması gereken su aktivitesinde sağlanması ve ürünün fiziksel kontrollerden de geçirilmesi ile başarılı bir kurutma sağlanır ve ürün kalitesi bozulmaz. KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Ceylan, İ. (2007). Programlanabilir (PLC) Isı Pompalı Kurutucunun Tasarımı, İmalatı ve Kereste Kurutma İşleminde Deneysel İncelenmesi. Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, Ankara. [2] Ersöz, M. A. (2008). Isı geri kazanımlı akışkan yatak sürekli kurutucu tasarımı, imalatı ve tuz kurutmasında enerji analizi. Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, Ankara. [3] Güngör, A. (2013). Sebze ve meyve kurutmada kullanılan kurutucular ve kurutma teknolojileri. 11. Ulusal Tesisat Mühendisliği Kongresi, İzmir, [4] Kendall, P., DiPersio, P., & Sofos, J. (2012). Drying Vegetables. CSU Extension Fact Sheet no [5] Garden-Robinson, J. (2011). Drying Fruits. NDSU Extension Service, North Dakota State University. [6] Ceylan, İ., Aktaş, M., & Doğan, H. (2006). Havalı Güneş Kolektörlü Ön Kurutucuda Kereste Kurutulması. Politeknik Dergisi, 9(3), [7] Ceylan, İ., & Gürel, A. E. (2016). Solar-assisted fluidized bed dryer integrated with a heat pump for mint leaves. Applied Thermal Engineering, 106, [8] Ceylan, İ., Aktaş, M., & Doğan, H. (2007). Mathematical modeling of drying characteristics of tropical fruits. Applied Thermal Engineering, 27 (11): [9] Aktaş, M., Ceylan, İ., & Gürel, A. E. (2014). Testing of a Condensation-type heat pumps for low-temperature drying applications. International Journal of Food Engineering, 10 (3): [10] International Coffee Organization web sitesi, Practices/cnt/cnt_sp/sec_3/docs_3.2/Determine%20m%2 0c.pdf ( tarihinde erişildi) [11] Gürel, A. E., & Ceylan, İ. (2014). Thermodynamic analysis of PID temperature controlled heat pump system. Case Studies in Thermal Engineering, 2, [12] Jangam, S. V., Law, C. L., & Mujumdar, A. S. (2010). Drying of Foods, Vegetables and Fruits, Vol. 1. Singapur: Universidad Nacional de Singapur. [13] Chen, X.D. (2008). Food drying fundamentals. In: Drying Technologies in Food Processing (edited by X.D. Chen & A.S. Mujumdar). Pp West Sussex: Wiley- Blackwell. [14] Mutlu, A., & Ergüneş, G. (2008). Tokat ta güneş enerjili raflı kurutucu ile domates kurutma koşullarının belirlenmesi. Tarım Bilimleri Araştırma Dergisi,1(1), [15] Ceylan, İ., Aktaş, M., & Doğan, H. (2005). Isı pompalı kurutma odasında elma kurutulması. Isı Bilimi ve Tekniği Dergisi, 25(2), [16] Ceylan. İ. & Doğan. H. (2004). Güneş Enerjili ve Nem Kontrollü Kondenzasyonlu bir Kereste Kurutma Fırınının Modellenmesi. Doğu Anadolu Bölgesi Araştırmaları Dergisi, [17] Cemeroğlu B., Kardeniz F., & Özkan M. (2003). Meyve ve Sebze İşleme Teknolojisi. Gıda Teknolojisi Derneği Yayınları, 28, [18] Ayfer M. (1991). Kuru Meyvelerin Türkiye Ekonomisindeki Yeri ve Geliştirme Çareleri, Kuru ve Kurutulmuş Sebze ve Meyve Endüstrisi Semineri, Milli Prodüktivite Merkezi Tarım Şubesi, Ankara, [19] Perera, C. O. (2005). Selected quality attributes of dried foods. Drying Technology, 23(4),

97 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Haddeleme İşleminin Yüzey Yanıt Yöntemi İle Analizi Fikret SÖNMEZ 1,, Hüdayim BAŞAK 2, Şehmus BADAY 3 1 Fen Bilimleri Enstitüsü, Gazi Üniversitesi, Ankara, Türkiye. 2 Teknoloji Fakültesi, Endüstriyel Tasarım Mühendisliği Bölümü, Gazi Üniversitesi, Ankara, Türkiye. 3 Teknoloji Fakültesi, Makine ve İmalat Mühendisliği, Batman Üniversitesi, Batman, Türkiye. ÖZ Başvuru: 28/07/2016 Düzeltme: 05/09/2016 Kabul: 06/09/2016 Çeşitli imalat işlemleri uygulanan makine parçaları kullanılmadan önce sonlandırma operasyonlarına tabii tutulurlar. Talaş kaldırmaksızın yapılan ve bir sonlandırma operasyonu olarak öne çıkan haddeleme işlemi parçaların yüzey pürüzlülüğünü azaltmak için kullanılan bir sonlandırma operasyonudur. Bu çalışmada Al-6061 malzemesinden elde edilmiş olan dönel parçaların haddelenmesi sonucunda ortaya çıkan yüzey pürüzlülüğü değerleri incelenmiştir. Alüminyum malzemeler haddeleme kuvveti, ilerleme hızı ve paso sayısı parametrelerine bağlı olarak haddelenmiş ve elde edilen sonuçlar yüzey yanıt yöntemi (YYY) ile değerlendirilmiştir. YYY ile haddeleme parametrelerinin etkinlikleri araştırılmış ve lineer ve ikinci dereceden matematiksel modeller ile sonuçlar ortaya konmuştur. Oluşturulan model ile yapılan tahminlerin deney sonuçları ile tutarlılığı ve optimum deney parametreleri incelenmiştir. Deney sonuçları kullanılarak oluşturulan ikinci derecedeki modelin tahmin ettiği değerler incelenmiştir. Oluşturulan modelin tahmin ettiği değerler ile gerçek deney değerleri karşılaştırıldığında R2 değeri 0,891 olarak hesaplanmıştır. Sonuç olarak YYY ile oluşturulan model ile gerçek değerlere yakın tahminlerin elde edilebileceği ortaya konmuştur. Anahtar kelimeler: Yüzey Yanıt Yöntemi, Haddeleme, Yüzey Pürüzlülüğü ABSTRACT Analysis Of Burnishing Process With Response Surface Method Machine parts applied to various manufacturing processes are subjected to finishing operations before they are used. Burnishing stands out as a finishing operation performed without removing the chip and it is used to reduce surface roughness on parts. In this study, the results of surface roughness values after burnishing of Al-6061 rotary pieces were examined. Aluminum materials burnished with depending on parameters of burnishing force, feed rate and number of passes and the results obtained response surface method (RSM) are evaluated. The effectiveness of burnishing parameters were investigated with RSM and revealed the results with linear and quadratic mathematical models. The consistency of test results predictions with generated by the model and optimal experimental parameters were investigated. The values predicted by the model of the quadratic generated using experimental results were analyzed. On comparing the actual experimental values with the values predicted by the created model, R2 value is calculated as As a result, have been revealed that the estimates close to the actual values can be achieved with the created model with RSM. Keywords: Response Surface Method, Burnishing, Surface Roughness İletişim yazarı, sonmezfikret@gmail.com

98 276 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Fikret SÖNMEZ, Hüdayim BAŞAK, Şehmus BADAY 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Makine parçalarının imalatı çok aşamalı bir süreçtir. İmal edilen parçaların istenilen teknik özelliklere sahip olması için sonlandırma operasyonları kullanılır. Haddeleme işlemi talaş kaldırmadan uygulanan bir sonlandırma operasyonudur. Sonlandırma operasyonlarından en önemlisi olan ve oldukça geniş bir kullanım alanı olan taşlama işleminden ve diğer sonlandırma operasyonlarından farklı kılan temel özellik talaş kaldırmadan malzeme yüzeyini ezerek işlem yapılmasıdır [1]. Haddeleme işlemi sonucunda yüzey pürüzlülüğünde azalma ve yüzey sertliğinde artış gözlenir [1-2]. Haddeleme işleminin getirdiği diğer avantajlar ise korozyon dayanımının artması ve yorulma ömründe iyileşme olarak sayılabilir [3]. Bu sonlandırma işlemi genellikle dönel parçalar için ve torna tezgahlarında uygulanır [1-4]. Haddeleme işleminin temel prensibi Şekil 1 de görülmektedir. Şekil 1. Haddeleme İşlemi [5] Haddeleme işlemi bir sonlandırma operasyonu olarak mekanik özeliklerde gelişmeler meydana getirirken bununla beraber uygulandığı parçalarda ovalliğin giderilmesi gibi geometrik faydalar da oluşturur [6]. Bu sonlandırma yönteminde ezici yapısı bilyeli veya makaralı gibi birçok farklı ezici türü ile kullanılabilir [7]. Filho ve ark., Ti-6Al-4V alaşımının tornalanmasında, kesme hızı, ilerleme oranı ve kesme derinliğinin yüzey pürüzlülüğünü üzerinde etkilerini optimize etmek için YYY kullanmışlardır. Kesme parametrelerin etkinliğini belirlemek için varyans analizi (ANOVA) yapmışlardır. Yüzey pürüzlülüğü üzerinde ilerleme oranı ve kesme derinliğinin yüzey pürüzlülüğünü iyileştirmede etkin faktörler olduğunu ortaya koymuşlardır. Buna ilaveten, bu faktörlerin yüzey pürüzlülüğünü iyileştirmede güçlü bir ilişkiye sahip olduğunu göstermişlerdir [8]. Kumar ve ark., çalışmalarında, Al 7075 sert seramik kompozit ve Al 7075 hibrit kompozit malzemelerin tornalanmasında kesme parametreleri (kesme hızı, ilerleme oranı ve kesici takım yanaşma açısı) etkilerini YYY ve yapay sinir ağları (YSA) ile modelleyerek araştırmışlardır. Her iki malzemede, ilerleme oranının yüzey pürüzlülüğü üzerinde etkisi kesme hızı ve yanaşma açısına göre daha belirgin olduğunu göstermişlerdir [9]. Asiltürk ve ark., Co28Cr6Mo alaşımının tornalanmasında, kesme hızı, ilerleme oranı, kesme derinliği ve kesici takım tipi parametrelerine bağlı olarak yüzey pürüzlülük değerlerini deney tasarım yöntemine göre elde etmişlerdir. Kesme parametrelerinin yüzey pürüzlülüğü üzerinde etkisini belirlemek için ANOVA testi yapmışlardır. Optimum parametreleri belirlemek için ise YYY metodunu kullanmışlarıdır. Yüzey pürüzlülük değerleri elde edilen modele göre bağımsız değişkenler tarafından %92 oranında açıklanmıştır. Yüzey pürüzlülüğü üzerinde kesici takım burun yarıçapının en etkili parametre olduğunu tespit etmişlerdir [10]. Masmiati ve ark., S50C (AISI 1050) orta karbonlu çeliğin işlenmesinde kesme parametrelerinin etkisinin belirleme için YYY kullanmışlardır. Minimum yüzey pürüzlülük değerinin yüksek kesme hızı, düşük ilerleme ve düşük kesme hızlarında elde etmişlerdir [11]. Karkalao., ve ark; Ti-6Al-4V titanyum alaşımının işlenmesi sonucu ortaya çıkacak yüzey pürüzlülük değerlerini tahmin etmeye çalışmışlardır. Deney sayısını azaltmak için Box Behnken deney tasarım yöntemini kullanmışlardır. Kesme derinliği, kesme hızı ve ilerleme oranını giriş parametreleri olarak belirlemiş ve çıkış parametreleri olarak yüzey pürüzlülük değeri olarak belirlemişlerdir. yüzey pürüzlülüğü üzerinde optimum kesme parametrelerini belirlemek için YYY kullanmışlardır. Yüzey pürüzlülük değerlerini tahmin etmek için YSA modeli de oluşturmuşlardır. 0,9713 R 2 değeri ile YSA modeli 0,9824 R 2 değeri YYY metoduna göre daha iyi tahmin sonuçlarını elde etmişlerdir [12]. Bouacha; AISI rulman çeliğinin tornalanmasında kesme hızı, ilerleme oranı ve kesme derinliğinin yüzey pürüzlülüğü üzerindeki etkileri YYY kullanarak optimize etmiştir. İkinci dereceden model oluşturarak yüzey pürüzlülük değerlerinin tahmin etmiştir. Yüzey pürüzlülüğünü başlıca etki olarak ilerleme oranı ve kesme derinliği olduğu sonucuna varmıştır [13]. Suresh ve ark; AISI 4340 çeliğinin tornalanmasında, ikinci dereceden matematiksel modeli YYY kullanarak yüzey pürüzlülük üzerinde kesme hızı, ilerleme oranı ve kesme derinliğinin etkilerini analiz etmişlerdir. Deneyleri tam faktöriyel deney tasarım metoduna göre belirlemişlerdir. Sonuç olarak düşük ilerleme oranı, düşük kesme derinliği ve yüksek kesme hızlarında düşük yüzey pürüzlülük elde etmişlerdir [14]. Sagbas çalışmasında AA7178 alüminyum alaşımının haddelenmesinde arzu edilen fonksiyon tasarımı deneyleri tasarlayıp YYY metodu ile yüzey pürüzlülük değerlerini optimizasyonunu yapmıştır. İkinci dereceden tümleşik tasarım (CCD) yaklaşımı ile optimum yüzey pürüzlülük değerlerini bulmuştur. Geliştirilen modelde haddeleme kuvveti, paso sayısı, ilerleme oranı ve haddeleme hızı değişken olarak belirlemiştir. Yüzey pürüzlülüğü üzerinde haddeleme kuvveti ve paso sayısının önemli bir etkiye sahip olduğu sonucuna varmıştır [15]. Venkatesan ve ark., Al alaşımlı hibrit kompozit malzemenin yüzey pürüzlülük değerlerini YYY kullanarak optimize etmişlerdir. Kesme hızı, ilerleme oranı, kesme derinliği ve sürtünmenin yüzey pürüzlülüğü üzerindeki etkileri belirlemişlerdir. Yüzey pürüzlülük değerinin kesme hızının artmasıyla azaldığı sonucuna varmışlardır [16]. Patel ve ark., haddeleme sonucunda elde edilen yüzey pürüzlülük değerlerini tahmin etmek için YYY ve YSA metotlarını kullanmışlardır. Kesme hızı, ilerleme oranı, paso sayısı ve baskı miktarı bağımsız değişken

99 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Fikret SÖNMEZ, Hüdayim BAŞAK, Şehmus BADAY 277 parametreleri olarak belirlemişlerdir. YYY ve YSA tahmin sonuçları karşılaştırılmış ve YSA model sonuçlarının deney sonuçlarını daha iyi tahmin ettiği sonucuna varmışlardır [17]. Ekici ve ark., Hadfield çeliğinin tornalanmasında üç seviyeli kesme hızı, ilerleme oranı ve kesme derinliği parametrelerini belirleyerek yüzey pürüzlülük değerlerini tahmin etmek için YYY kullanmışlardır. Kesme parametrelerinin etkinliğini belirlemek için tümleşik tasarıma (CCD) sahip YYY ve ANOVA testini kullanmışlardır. Yüzey pürüzlülüğü üzerinde en etkili parametre olarak %90,28 katkı oranı ile ilerleme olduğunu bunu sırasıyla %3,12 ile keme hızı ve %1,7 katkı oranı ile kesme derinliği şeklinde sıralandığını tespit etmişlerdir [18]. Auici ve ark., AISI H11 çeliğinin tornalanmasında yüzey pürüzlülük değerlerini tahmin etmek için YYY kullanmışlardır. Kesme parametreleri olarak kese hızı, ilerleme oranı ve kesme zamanı olarak belirleyerek ikinci dereceden model oluşturmuşlardır. Yüzey pürüzlülüğü üzerinde ilerleme oranın diğer parametrelere göre daha etkin olduğunu belirlemişlerdir [19]. Gapta çalışmasında, yüzey pürüzlülüğü, takım aşınması ve kesme kuvvetlerini tahmin etmek için üç farklı optimizasyon modeli oluşturmuşlardır. Kesme hızı, ilerleme oranı ve kesme süresi parametre olarak seçerek YYY, YSA ve Support Vector regrasyon (SVR) modellerini karşılaştırmışlardır. SVR ve YSA modellerinin YYY metoduna göre daha iyi sonuçlar elde ettiğini göstermişlerdir [20]. Özçakar ve ark., yüzey pürüzlülük değerlerini tahmin etmek için lineer ve ikinci dereceden matematiksel model oluşturmuşlardır. Kesme parametreleri olarak kesme hızı, ilerleme oranı ve kesme derinliği olarak belirleyerek optimum değerleri YYY ile belirlemişlerdir [21]. Bu çalışmada haddeleme sonucunda oluşan yüzey pürüzlülük değerlerini tahmin etmek için lineer ve ikinci dereceden matematiksel modeller oluşturmak amaçlanmıştır. Ayrıca yüzey pürüzlülüğüne etki eden haddeleme kuvveti, paso sayısı ve ilerleme oranı optimum parametreleri belirlemek için YYY kullanılmıştır. 2. MATERYAL VE METOT (MATERIAL AND METHOD) 2.1. Deney Düzeneği (Experimental Setup) Haddeleme işlemi için Alüminyum alaşım Al-6061 T6 malzeme kullanılmıştır. Malzeme silindirik yapıda ve çapı 18 mm olarak şekilde işlenmiştir. Bu malzemeye ait kimyasal yapı Tablo 1 de verilmiştir. Malzeme torna tezgahında ayna punta arasında sabitlemiş ve 500 dev/dak sabit dönüş hızı ile haddeleme işlemine tabi tutulmuştur. Deneyler öncesi yapılan yüzey pürüzlülüğü ölçümlerinde deney numunelerinin ortalama yüzey pürüzlülüğü değerinin Ra 3,2 olduğu tespit edilmiştir. Deneylerde kullanılan haddeleme aparatı montaj resmi Şekil 2 de verilmiştir. Tablo 1. Al-6061 çelik malzemenin kimyasal bileşimi Al Mg Si Fe Cu Cr Zn Mn Ni Ti %97,92 %1,00 %0,65 %0,35 %0,30 %0,23 %0,08 %0,05 %0,05 %0,04 Şekil 2. Haddeleme Aparatı [22] Parçalar:(1) Adaptör ; (2) Mil ; (3) Kafes ; (4) Haddeleme makarası ; (5) Pim ; (6) Yay ; (7) Civata;

100 278 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Fikret SÖNMEZ, Hüdayim BAŞAK, Şehmus BADAY Haddeleme işlemlerinde kullanılan parametrelerin analizi için YYY kullanılmıştır. YYY ile farklı deney tasarımları yapılabilmektedir. Box-Wilson tarafından geliştirilen Merkezi Komposit Tasarımı CCD (Central Composite Design) ve Box-Behnken tarafından bulunan ve kendi isimleri ile tanınan Box-Behnken tasarım yaklaşımı YYY ile kullanabilecek iki temel tasarım yaklaşımıdır [24-25]. Şekil 3. Haddeleme İşlemi [22] 2.2. Yüzey Yanıt Yöntemi (Response Surface Method) YYY araştırılan yanıtın veya tepkinin farklı parametrelerden etkilendiği durumlarda yanıtın optimizasyonu için kullanılır. YYY ile yapılan modellemelerde istatistiksel teknikler ve matematiksel teknikler birlikte kullanılır [23-24]. YYY ile yapılan modellemelerde genel olarak birinci derece (lineer) model ikinci derece (kuadratik) model kullanılmaktadır. Birinci derece modelin temel formülü Eşitlik 1. de görülmektedir. Y= β0+ β1x1+ β2x2+ β3x3 (1) Birinci derece model yapısında değişkenler birbirinden etkileniyorsa yanıt polinomu Eşitlik 2. de görüldüğü gibi oluşmaktadır. Y= β0+ β1x1+ β2x2+β3 X1X2 (2) Model yapısı doğrusal bir polinom değilse ikinci derece model ile çözüm aranmaktadır. Bu modele ait temel formül Eşitlik 3. de görülmektedir. Y= β0+ β1x1+ β2x2+β11x1 2 + β22x2 2 + β12 X1X2 (3) 2.3. Deney Tasarımı Belirlenmesi (Determination of Design of Experiments) Bu çalışmada Box-Behnken tasarım yöntemi tercih edilmiştir. Bu tasarım yönteminde deney sayısının ve deney parametrelerinin belirlenmesinde kullanılan alfa değerinin 1 olması nedeni ile daha kolay tasarım yapılabilmektedir. Box-Wilson tasarımlarında farklı deneyler için parametreler teker teker değiştirilirken Box- Behnken tasarımında farklı deneyler için aynı anda birden fazla parametre değiştirilebilmektedir. Bu nedenle YYY ile oluşturulan deney sistemlerinde en az deney sayısı Box-Behnken yöntemi ile elde edilmektedir. Yapılan bu deneysel çalışmada olduğu gibi 3 seviyeli tasarımlar için Box-Wilson tasarımlarında deney sayısı 20 olurken Box-Behnken tasarımında bu sayı 15 e düşmektedir. Kullanılan haddeleme parametreleri ve YYY seviyeleri Tablo 2 de verilmiştir. Box-Behnken tasarım yöntemine göre yapılması gereken deney sayısı 15 deney olarak tespit edilmiştir. Oluşan deney seti ile yapılan deneyler sonucunda elde edilen yüzey pürüzlülüğü değerleri Tablo 3 de görülmektedir. Tablo 3 de verilen değerler hem yüzey yanıt yönteminde kullanılan 3 seviyeli yapıyı hem de bu seviyelere karşılık gelen gerçek değerleri göstermektedir. Tablo 2. Kullanılan parametreler ve seviyeler Sembol Parametre Birim Seviye -1 Seviye 0 Seviye 1 f İlerleme Hızı mm/dev 0,12 0,24 0,36 k Haddeleme Kuvveti N p Paso Sayısı Tablo 3. Deney tasarımı ve deney sonuçları İlerleme Hızı (f) Haddeleme Kuvveti (n) Paso Sayısı (p) Sonuçlar Gerçek Değer Seviye Gerçek Değer Seviye Gerçek Değer Seviye Yüzey Pürüzlülüğü (μm) 0, ,823 0, ,210 0, ,867 0, ,150

101 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Fikret SÖNMEZ, Hüdayim BAŞAK, Şehmus BADAY 279 0, ,147 0, ,630 0, ,587 0, ,307 0, ,793 0, ,130 0, ,743 0, ,487 0, ,403 0, ,393 0, , DENEY SONUÇLARININ OPTİMİZASYONU VE DEĞERLENDİRİLMESİ (OPTIMIZATION AND EVALUATION OF TEST RESULTS) Deneyler sonrası Box-Behnken yüzey yanıt yöntemi tasarımının değerlendirilmesinde Minitab 17 paket programı kullanılmıştır. Modelin daha iyi sonuçlar ortaya koyabilmesi için geri yayılım eliminasyonu kullanılmıştır. Bu model için yapılan ANOVA analizi Tablo 4 de görülmektedir. ANOVA testinden elde edilen sonuçlara göre parametrelerin etkinlikleri 2 farklı modelle açıklanmaktadır. Lineer modelde parametrelerin bağımsız etkileri İkinci derece modelde ise parametrelerin kendi karelerinin etkinlikleri görülmektedir. Tablo 4. Deney tasarımı ve deney sonuçları Kaynak DF Adj SS Adj MS F-Değeri P-Değeri Model 7 2, , ,21 0,000 Birinci Derece (Lineer) Model 3 0, , ,39 0,000 İlerleme Hızı 1 0, , ,01 0,000 Haddeleme Kuvveti 1 0, , ,07 0,803 Paso Sayısı 1 0, , ,10 0,001 İkinci Derece Model 3 1, , ,07 0,000 İlerleme Hızı*İlerleme Hızı 1 0, , ,51 0,000 Haddeleme Kuvveti*Haddeleme Kuvveti 1 0, , ,30 0,040 Paso Sayısı*Paso Sayısı 1 0, , ,44 0,001 Haddeleme Kuvveti*Paso Sayısı 1 0, , ,63 0,011 Hata 7 0, , Uyum Eksikliği 5 0, , Saf Hata 2 0, , Toplam 14 2,25868

102 280 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Fikret SÖNMEZ, Hüdayim BAŞAK, Şehmus BADAY Lineer (Birinci Derece) Model Paso Sayısı 39% İlerleme Hızı 61% İkinci Derece Model Paso Sayısı*Paso Sayısı 21% İlerleme Hızı*İlerleme Hızı 75% Haddeleme Kuvveti 0% Haddeleme Kuvveti*Haddeleme Kuvveti 4% Şekil 4. Oluşturulan Model Yapıları a) b) Grafikler incelendiğinde bu haddeleme veri seti için yapılan analizde Şekil 4a da görülen lineer modelde ana etkinin ilerleme hızı verisinden kaynaklandığı ortaya çıkmaktadır. İlerleme hızı %61 ile en etkin parametre iken paso sayısı %39 etkinliğe sahiptir. Haddeleme kuvvetinin mevcut modelde etkinliği ihmal edilebilecek kadar küçük olmuştur. Şekil 4b. de görülen İkinci derece model incelendiğinde ilerleme hızının karesinin %75 ile asıl etkiyi oluşturduğu paso sayısının karesinin %21 etki gösterdiği ve haddeleme kuvvetinin karesinin %4 lük bir etki ortaya koyduğu görülmektedir. Deneylerde kullanılan ve yüzey pürüzlülüğünü etkileyen 3 parametrenin birlikte oluşturdukları etkiler Şekil 5 deki grafikler ile yorumlanmıştır. İlerleme hızının ve haddeleme kuvvetinin yüzey pürüzlülüğüne etkisi Şekil 5a da görülmektedir. İlerleme hızı ve paso sayısı değişkenlerinin Yüzey Pürüzlülüğüne etkisi Şekil 5b de görülmektedir. İlerleme hızı ve haddeleme kuvvetinin birbiri ile ilişkisini ortaya koyan grafik (Şekil 5a) incelendiğinde yüzey pürüzlülüğünün doğrudan ilerleme hızından etkilendiği görülmektedir. İlerleme hızının en düşük değeri 0.1 mm/dev ilerlemede en küçük yüzey pürüzlülüğü elde edilmiştir. İlerleme hızının artmasına paralele olarak yüzey pürüzlülüğü değerinde artış gözlenirken ilerleme hızının 0.3 mm/dev olduğu durumda bir miktar değişim görülmektedir. En büyük ilerleme hızında yaşanan bu iyileşme haddeleme işleminin kısmen sıvama yaptığı durumu ile açıklanabilir. Haddeleme kuvvetindeki değişim ise önemli ölçüde sonuç oluşturmamaktadır. Bununla birlikte ortalama haddeleme kuvveti ile yapılan deneylerde daha iyi sonuç alındığı söylenebilir. İlerleme hızı ile paso sayısı arasındaki ilişkinin görüldüğü grafik (Şekil 5b) incelendiğinde ilerlemenin net bir şekilde etkisi gözlenmektedir. Paso sayısı ise ortalama değerde iken yüzey pürüzlüğüne daha olumlu katkı sunmaktadır. En iyi yüzey pürüzlülük değeri en düşük ilerleme hızı ve 2 paso ile elde edilebilmektedir. Paso sayısının artması sonucu yüzeyde bir miktar bozulma olduğu söylenebilir. Haddeleme kuvveti ve paso sayısının yüzey pürüzlüğü üzerine etkisini gösteren grafik Şekil 6 da görülmektedir. a) b) Şekil 5. İlerleme Hızının haddeleme kuvveti ve Paso Sayısı ile beraber Yüzey Pürüzlülüğüne etkisi

103 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Fikret SÖNMEZ, Hüdayim BAŞAK, Şehmus BADAY 281 Şekil 6. Haddeleme Kuvveti ve Paso Sayısının Yüzey Pürüzlülüğüne etkisi Şekil 6 incelendiğinde en düşük yüzey pürüzlülüğü değerini oluşturan 2 paso ile yapılan haddeleme işleminde haddeleme kuvvetinin çok sınırlı bir etki oluşturduğu görülmektedir. Tek paso ile yapılan deneylerde ise haddeleme kuvvetinin artışına paralel yüzey pürüzlülüğünde bir bozulma olduğu anlaşılmaktadır. Paso sayısının artması durumunda ise artan haddeleme kuvveti yüzeye olumlu etki göstermiştir. Bunun sebebi olarak her seferinde daha önce ezilmiş bölgenin ezilmesi için daha fazla kuvvet gerekeceği düşünülmektedir. Yüzey yanıt yöntemi ile analiz edilen deney verilerinde elde edilen matematiksel model aşağıda gösterilmiştir. Yöntem farklı deney verileri için hesaplamaları oluştuğu matematiksel modele göre yapmaktadır. R a = 0, ,8 f 0,00192 n 0,860 p 35,10 f 2 + 0, n 2 + 0,270 p 2 0,00858 n p Ra =Yüzey Pürüzlülüğü; f =İlerleme Hızı; n =Haddeleme Kuvveti; p = Paso Sayısı; Deney analizleri sonucunda elde edilen matematiksel model en düşük yüzey pürüzlülüğü değerini elde etmek için kullanıldığında Şekil 7 de görülen grafik ortaya çıkmaktadır. Şekil 7 incelendiğinde en uygun yüzey pürüzlülüğü sonucu için 0,12 mm/dev ilerleme hızı 51,57 N haddeleme kuvveti ve 2,41 paso sayısı kullanılması gerektiği görülmektedir. YYY ile yapılan analizler sonunda deney düzeni dışında yapılacak denemeler için tahmin performansı da test edilmiştir. Rasgele seçilen parametreler ile yapılan tahminler ve deney sonuçları arasındaki ilişki Şekil 8 de görülebilir. Şekil 7. Optimum parametreler

104 282 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Fikret SÖNMEZ, Hüdayim BAŞAK, Şehmus BADAY 2 1,8 1,6 1,4 1,2 1 0,8 0,6 0,4 0,2 0 Deney Sonuçları ve Tahmin Edilen Değerler R 2 =0, Deney Sonuçları Tahmin Edilen Değerler Şekil 8. Deney Sonuçları ve Tahmin Edilen Değerler Şekil 8 de görülen grafik incelendiğinde YYY yönteminin etkinliğini araştırmak için yapılan 7 deneyde deney sonuçları ile tahmin edilen sonuçlar arasında uyum olduğu söylenebilir.7 deney verisinin 4 tanesinde neredeyse tamamen doğru sonuç ortaya çıkarken 3 deney verisi nispeten farklı sonuçlar ortaya çıkarmıştır. Deney sonuçları ile tahmin edilen sonuçlar arasında R 2 değeri 0,891 olarak sonuçlanmıştır. Deney parametreleri ve deney şartlarındaki iyileştirmelerle R 2 değerinin daha yüksek seviyelere çıkartılabilecek olması bu deney sistemi için yüzey yanıt yönteminin uygun çözüm ürettiğini ortaya koymaktadır. 4. SONUÇLAR (CONCLUSIONS) Haddeleme işlemi uygulanan parçaların yüzey yanıt yöntemi ile modellenmesi ile aşağıdaki sonuçlar elde edilmiştir. Oluşturulan model yapılarından lineer modelde yüzey pürüzlülüğü için ilerleme hızı %61 etkinliğe paso sayısı ise %39 etkinliğe sahip olduğu görülmüştür. Haddeleme kuvvetinin etkisinin ise sıfıra yakın olduğu görülmektedir. İkinci derece modelde ise yüzey pürüzlülüğü için ilerleme hızının karesi %75, Paso sayısının karesi ise %21 etkinliğe sahiptir. Haddeleme kuvvetinin karesi ise %4 ile oldukça sınırlı bir etkiye sahiptir. Yüzey pürüzlülüğü değerinin optimizasyonu için 0,12 mm/dev ilerleme hızı 51,57 N haddeleme kuvveti ve 2,41 paso sayısı kullanılması gerektiği ortaya çıkmıştır. Yüzey yanıt yöntemini ile yapılan deney sonuç tahminlerinde R 2 =0,891 olarak şekillenmiştir. Bu durumda bu yöntemin bu problem için doğru tahminler yapabileceğini göstermektedir. KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] El-Axir M.H., An Investigation Into Burnishing Process, International Journal of Machine Tools & Manufacture, 40 (11), , [2] Khabeery M.M. and El-Axir M.H., Experimental Techniques for Studying The Effects of Milling Roller-Burnishing Parameters on Surface Integrity, International Journal of Machine Tools & Manufacture, 41(12), , [3] Hassan A.M. and Al-Dhifi S.Z.S., Improvement in the Wear Resistance of Brass Components By The Ball Burnishing Process, Journal of Materials Processing Technology, 96(1-3), 73-80, [4] Hassan A.D. and Maqableh A.M., The Effects of Initial Burnishing Parameters on Non-Ferrous Components, Journal of Materials Processing Technology, 102(1-3), , [5] Korzynski M., A Model of Smoothing Slide Ball- Burnishing and an Analysis of the Parameter Interaction, Journal of Materials Processing Technology, 209, , [6] El-Axir M.H., Othman O.M. and Abodiena A.M., Improvements in Out-Of-Roundness and Microhardness of Inner Surfaces by Internal Ball Burnishing Process, Journal of Materials Processing Technology, 196, , [7] Basak H. ve Sonmez F., Haddeleme İşleminde Haddeleme Aparat Tipinin (Bilyeli, Makaralı, Çift

105 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Fikret SÖNMEZ, Hüdayim BAŞAK, Şehmus BADAY 283 Makaralı) Yüzey Pürüzlülüğü ve Yüzey Sertliğine Etkilerinin İncelenmesi, Journal of Polytechnic, 18 (3), , [8] Filho S.L.M.R., Lauro C.H., Bueno A.H.S. and Brandao L.C., Influence Cutting Parameters on The Surface Quality and Corrosion Behavior of Ti- 6al-4v Alloy in Synthetic Body Environment (SBF) Using Response Surface Method, Measurement, 88, , [9] Kumar R. and Chauhan S., Study on Surface Roughness Measurement for Turning ff Al 7075/10/ Sicp and Al 7075 Hybrid Composites by Using Response Surface Methodology ( RSM ) and Artificial Neural Networking, Measurement, 65, , [10] Asiltürk I., Neşeli S. and Ince M.A., Optimisation of Parameters Affecting Surface Roughness of Co28cr6mo Medical Material During CNC Lathe Machining By Using the Taguchi and RSM Methods, Measurement, 78, , [11] Masmiati N., Sarhan A.A.D., Hassan M.A.N. and Hamdi M., Optimization of Cutting Conditions for Minimum Residual Stress, Cutting Force and Surface Roughness in End Milling of S50c Medium Carbon Steel, Measurement, 86, , [12] Karkalos N.E., Galanis N.I. and Markopoulos A.P., Surface Roughness Prediction for The Milling of Ti 6Al 4V ELI Alloy with the Use of Statistical and Soft Computing Techniques, Measurement, 90, 25 35, [13] Bouacha K., Yallese M.A., Mabrouki T. and Rigal J.F., Statistical Analysis of Surface Roughness and Cutting Forces Using Response Surface Methodology in Hard Turning of AISI Bearing Steel with CBN Tool, International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 28 (3), , Surface Roughness in Roller Burnishing, Procedia Technology, 23, , [18] Ekı cı E., Uzun G. and Kıvak T., Evaluation of the Effects of Cutting Parameters on the Surface Roughness During the Turning of Hadfield Steel with Response Surface Methodology, Uludağ University Journal of The Faculty of Engineering, 19 (2), 19 28, [19] Aouici H., Yallese M.A., Fnides B., Chaoui K. and Mabrouki T., Modeling and Optimization of Hard Turning of X38CrMoV5-1 Steel with CBN Tool: Machining Parameters Effects on Flank Wear and Surface Roughness, Journal of Mechanical Science and Technology, 25 (11), , [20] Gupta A.K., Predictive Modelling of Turning Operations Using Response Surface Methodology, Artificial Neural Networks and Support Vector Regression, International Journal of Production Research, 48 (3), , [21] Özçakar N. and Kasapoğlu Ö.A., Modelling of Surface Roughness in Machining, Yönetim, 64, 27 40, [22] Sönmez F., Haddeleme İşleminin Yüzey Pürüzlülüğü ve Yüzey Sertliğine Etkilerinin İncelenmesi, Yüksek Lisans Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, [23] Montgomery D.C., Design and Analysis of Experiments, Wiley, New York, [24] Rao R.V., Advanced Modeling and Optimization of Manufacturing Processes, Springer, London, 2011 [25] Myres R.H., Montgomery D.C. and Anderson- Cook C.M., Response Surface Methodology, Wiley, New York, [14] Suresh R., Basavarajappa S., Gaitonde V.N. and Samuel G.L., Machinability Investigations on Hardened AISI 4340 Steel Using Coated Carbide Insert, International Journal of Refractory Metals and Hard Materials, 33, 75 86, [15] Sagbas A., Analysis and Optimization of Surface Roughness in the Ball Burnishing Process Using Response Surface Methodology and Desirabilty Function, Advances in Engineering Software, 42 (11), , [16] Venkatesan K., Ramanujam R., Joel J., Jeyapandiarajan P., Vignesh M., Tolia D.J. and Krishna R.V., Study of Cutting Force and Surface Roughness in Machining of AL Alloy Hybrid Composite and Optimized Using Response Surface Methodology, Procedia Engineering, 97, , [17] Patel K.A. and Brahmbhatt P.K., A Comparative Study of the RSM and ANN Models for Predicting

106 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Beton Yol Kaplamalarının Yüzey Sıcaklıklarının Düşürülmesi için Çözümler Erhan Burak PANCAR 1, 1 Ondokuz Mayıs Üniversitesi, Mimarlık Bölümü, Samsun/TÜRKİYE ÖZ Başvuru: 28/07/2016 Kabul: 06/10/2016 Beton plak yüzey sıcaklık farkındaki artış, beton yollarda yüksek oranda çatlamaları tetiklemektedir. Bu çalışmanın öncelikli amacı, ince agrega yerine cam, çimento yerine de zeolit kullanarak plak yüzey sıcaklığını düşürmektir. Bu amaçla 10 değişik beton karışım hazırlanmıştır. Numunelerin mekanik özellikleri ve alkalisilika reaksiyonları (ASR) incelenerek en uygun karışım oranları belirlenmiştir. 3 farklı karışımdaki beton plakların yazın gün içindeki yüzey sıcaklıkları ölçülmüştür. Betonda, cam ve zeolitin birlikte kullanımının kaplama üst yüzey sıcaklığını düşürdüğü tespit edilmiştir. Anahtar kelimeler: Beton yol, cam, zeolit, ısıl çatlak ABSTRACT Solutions for Reducing the Surface Temperatures of Concrete Pavements The increased concrete slab surface temperature difference induces a high possibility of cracking in concrete roads. The prime aim of this study was to reduce the slab surface temperature by using glass as a fine aggregate and zeolite as a cement in concrete. 10 different concrete mixtures were prepared for this purpose. Optimum mixture proportions were determined by examining mechanical properties and alkali-silica reactions (ASR) of samples. The surface temperatures of 3 concrete slabs with different mixtures were measured during the day in summer. It was noticed that using glass and zeolite together in concrete reduces pavement surface temperature. Keywords: Concrete road, glass, zeolite, thermal cracking 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Yorulma analizleri dikkate alınarak yapılan beton yol tasarımında, beton plağın alt ve üst yüzey sıcaklık farklarının önemli bir etkisi vardır. Söz konusu sıcaklık farkı gün içinde ne kadar fazla olursa, betonda ısıl çatlakların oluşma riski de o kadar artmaktadır. Özellikle yaz döneminde yüksek sıcaklık altında beton plakta gözlenecek olan bu ek gerilmelerden kaynaklı ısıl çatlakları azaltmak için betonun üst yüzey sıcaklığını düşük tutacak bir uygulama yapmak gerekmektedir. Bu amaçla farklı çalışmalarda betonun üst yüzeyine açık renkli kaplama uygulaması yapılmıştır [1-4]. Richardson ve Armaghani [5] ve Shoukry ve Fahmy [6], çalışmalarında 225 mm kalınlığındaki beton plakta üst ve alt yüzey sıcaklık farkını 10ºC olarak ele almışlardır. Almanya da beton yol tasarımlarında yazın ve gündüz vaktinde oluşacak olan yüzey İletişim yazarı, erhanpancar@hotmail.com

107 286 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ali Etem GÜREL, Abdulaziz YILDIZ, Emrah DENİZ sıcaklıkları dikkate alınmaktadır; çünkü beton plakta en fazla gerilmeler bu zamanda olmaktadır [7]. Isı iletkenliği beton kaplamadaki sıcaklık gradyanlarının hesaplanmasında kullanılmaktadır [8]. Betonun ısı iletkenliğinin azaltılması ayrıca beton yolda oluşacak olan sıcaklık gradyanlarını düşürmekte ve bu sayede ısıl çatlakları azaltmaktadır. Betonun ısı iletkenliğini etkileyen faktörler arasında kullanılan agreganın tipi, ince ve iri agrega oranları, çimento ve su oranı, uçucu kül, yüksek fırın cürufu ve silis dumanı oranları sayılabilir [9-12]. Beton yüzeyine uygulanacak açık renkli kaplamalar zamanla trafik altında işlevini kaybedecektir. Betonun ısı iletkenliğinin azaltılarak ısıl çatlaklara çözüm aranması daha uzun ömürlü bir uygulama olacaktır. Camın su emme kapasitesi neredeyse sıfırdır ve betonda agrega olarak kullanıldığında betonun su emmesini ve kuruma rötre değerini azaltır. Bu da beton için istenilen bir özelliktir. Beton içindeki çimentodaki alkalilerin agregadaki serbest silika ile reaksiyona girmesiyle alkali-silika reaksiyonu (ASR) meydana gelmekte ve sonunda alkali-silika jelleri oluşmaktadır [13]. Bu durum da yapının hizmet süresini azaltmaktadır. Cam yüksek oranda SiO2 içermektedir ve Lam et al. [14] yaptıkları çalışmada, beton içerisindeki cam oranının toplam agrega oranının 25% inden daha az olması durumunda ASR genleşmelerinin gerçekleşmediğini görmüşlerdir. Yapılan bir diğer çalışmada, parçacık boyutunun 1-2 mm den daha büyük olması durumunda cam parçalarının reaktivitesinin arttığı tespit edilmiştir [15]. Atık camın beton içerisinde ince agrega yerine kullanılması, betonun ısı iletkenliğini azaltmaktadır [16]. Yapısındaki boşluklardan iyonların ve moleküllerin rahatça geçebilmesi ile moleküler elek olarak da adlandırılan zeolitlerin doğal yapılarında alüminyum, silikon ve oksijen içeren sulu alumino silikat bulunmaktadır. Doğal ve yapay çeşitleri vardır. Zeolit, uçucu kül, yüksek fırın cürufu ve silis dumanına göre çok daha az araştırmada incelenmiş bir malzemedir. Zeolitin beton içerisinde çimento yerine kullanılmasının en büyük etkisi, alkali-silika reaksiyonları sonucu oluşan genleşmeleri azaltması, asit ve sülfata karşı gösterdiği dirençtir. Beton harcındaki doğal zeolitin performansı diğer pozolan malzemelerin performanslarıyla karşılaştırılmış ve yüksek oranda doğal zeolitin çimento yerine kullanılmasıyla alkali-silika reaksiyonlarının daha fazla düştüğü tespit edilmiştir [17,18]. Zeolitin portland çimentosu yerine kullanılmasının, betonun ısı iletkenliğini azalttığı gözlemlenmiştir [19]. Bu çalışmada, ısıl çatlaklara sebep olan sıcaklık gradyanlarının düşürülmesi için beton yolda kullanılan betonun ısı iletkenliğinin azaltılması planlanmıştır. Bu amaçla, C30/37 dayanım sınıfındaki betonda ince agrega yerine toplam agrega ağırlığının 10%, 20% ve 30% oranlarında cam, çimento yerine çimentonun 10% ve 30% oranında zeolit katılmış, ısı iletkenlik katsayıları ölçülmüştür. Söz konusu karışımların 28 günlük basınç dayanımlarına bakılmış, alkali-silika deneyleri yapılmıştır. Elde edilen sonuçlar doğrultusunda yazın üç farklı karışımdaki beton plağın üst yüzey sıcaklık ölçümleri yapılmış, en düşük üst yüzey sıcaklığını veren karışım tespit edilmiştir. 2. KAPLAMA YÜZEY SICAKLIĞI Isı iletkenlikleri aynı kabul edilen, üst yüzey renkleri farklı olan üç değişik beton kaplamanın aynı ortamda yüzey sıcaklıkları 44 C, 50 C, 59 C olarak ölçülmüştür. Bunun sebebi olarak da yüzeyin yansıtma gücü olarak da adlandırılabilen ve birimsiz bir değer olan yüzey albedolarının farklı olması gösterilmiştir [20]. Qin ve Hiller [21] kaplama yüzeyindeki 0.20 değerindeki bir albedo farkının, beton plakta oluşacak çekme değerini 0.3 MPa değiştireceğini belirtmiştir. Bu değer normalde çok küçük ve önemsizmiş gibi görülse de, beton yol tasarımında çok önemli bir yer teşkil eden yorulma analizleri dikkate alındığında, kaplamanın servis ömrünün azalmasında ciddi şekilde etkili olacağı bilinmektedir. Beton yüzeyin albedo değeri büyük (yansıtma yüksek) ve betonun ısı iletkenliği düşük olduğunda gün içinde yüzey sıcaklık değerlerindeki farklar az olacaktır. Bu sayede sıcaklık gradyanları düşecek ve beton yol yüzeyinde oluşabilecek ısıl çatlakların önüne geçilebilecektir. İnce agrega olarak kullanılan kumum ısı iletkenliği yüksek olup, eğer kum yerine ASR genleşmelerine sebebiyet vermeyecek ve ısı iletkenliği daha düşük olan bir malzeme kullanılırsa beton yoldaki ısıl çatlaklar azalacaktır. Bunun yanında benzer azalış çimento yerine ısı iletkenliği daha düşük bir malzeme kullanılmasıyla da sağlanabilecektir. İnce agrega ve çimento yerine kullanılacak söz konusu malzemelerin açık renkli olması durumunda betonun yansıtma özelliği de artmış olacak ve bu durumda çok daha düşük değerde yüzey sıcaklıkları elde edilebilecektir. 3. DENEY Camın ve doğal zeolitin, betonun basınç dayanımına, eğilmede çekme dayanımına ve ASR genleşmelerine etkisini incelemek için 10 değişik beton karışımı tasarlanmıştır. Söz konusu karışımlardan bir tanesi kontrol numunesi, 3 tanesi içeriğinde toplam agrega ağırlığının 10, 20, 30% oranlarında 1 mm den daha küçük cam içeren numunelerdir. Geri kalan 6 numune de, söz konusu cam oranlarını içeren numunelerdeki çimento yerine 10% ve 30% oranlarında zeolit katılmasıyla elde edilen numunelerdir. Kontrol numunesindeki iri ve ince agregaların hepsi kalkerdir ve çimento olarak da portland 42.5 R kullanılmıştır. Isı iletkenliğinde, ince agregaların iri agregalara oranla daha etkili olduğu bilinmektedir. Bu sebeple, ısı iletkenliğinin düşürülmesinin hedeflendiği bu çalışmada ince agrega yerine ısı iletkenliği daha düşük bir malzeme seçilmiştir. Bunun yanında, seçilen malzeme olan agreganın da 1-2 mm den daha büyük olması durumunda ASR genleşmelerinin

108 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Erhan Burak PANCAR 287 yaşanması olasılığının arttığı da literatür çalışmalarında tespit edilmiştir. Numuneler, içeriğindeki cam ve zeolit oranına göre adlandırılmıştır. Örneğin C10Z30, içeriğinde 10% oranında cam ve 30% oranında zeolit içeren numuneyi temsil etmektedir. Çalışmada, C30/37 dayanım sınıflarında numuneler hazırlanmıştır. Beton numunelerin karışım tasarımları Tablo 1 de verilmiştir. İnce agrega yerine kullanılan camın ve ince agreganın elek analizleri ise Tablo 2 ve Tablo 3 de gösterilmiştir. Tablo 1. Beton numunelerin karışım tasarımı Karışım Çimento PC 42.5 (Kg) Su (lt) Cam (Kg) Zeolit (Kg) 0-5 mm ince agrega (Kg) 5-12 mm iri agrega (Kg) iri agrega (Kg) Katkı (gr) Standart Karışım C10Z C10Z C10Z C20Z C20Z C20Z C30Z C30Z C30Z Tablo 2. İnce agrega olarak kullanılan camın elek analizi Elek açıklığı (mm) Ağırlıkça geçen (%) < Tablo 3. İnce agrega elek analizi Elek açıklığı (mm) Ağırlıkça geçen (%) < Su/çimento oranı 0.47 olan, 25x25x285 mm boyutlarındaki harç çubukları ASR genleşmeleri açısından ASTM C1260 [22] a göre incelenmiştir. Toplamda 10 adet harç çubuğu hazırlanmıştır. Çubukların 3 tanesi 10%, 20% ve 30% oranlarında ince agrega yerine cam içermekte, 6 tanesi ise söz konusu cam oranlarına ilaveten içeriğinde çimento yerine 10% ve 30% oranlarında zeolit içermektedir.

109 288 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ali Etem GÜREL, Abdulaziz YILDIZ, Emrah DENİZ Geri kalan 1 çubuk da standart kontrol çubuğu olarak hazırlanmıştır. 14 günlük ölçümler yapılmıştır. Harç çubukları için yapılan ASR test sonuçları Şekil 1 de gösterilmektedir. Harç çubuklarının karışım. miktarları Tablo 4 de verilmektedir. ASTM C1260 a göre ASR genleşmesi 14 gün sonunda 0.1% i geçmemelidir. Bu bilgi ışığında test sonuçları incelenmiştir Tablo 4. ASR testi için harç çubuklarının karışım miktarları Karışım Çimento (gr) Su (gr) İnce agrega (gr) Zeolit (gr) Cam (gr) Standart karışım C10Z C10Z C10Z C20Z C20Z C20Z C30Z C30Z C30Z Söz konusu 10 değişik karışım için 28 günlük basınç dayanımları da incelenmiştir. Bu değerler Şekil 2 de verilmektedir. C30/37 sınıfı beton olarak hazırlanan bu numunelerin 28 günlük basınç dayanımlarının en az 37 MPa olması beklenmektedir. ASR ve basınç dayanım sonuçlarına göre bazı karışımlar elenmiş ve beton yoldaki sıcaklık ölçümleri için en uygun karışımlar yapılmıştır. Sıcaklık ölçümü için 1.5 m boyunda, 1 m eninde ve 25 cm kalınlığında beton plaklar hazırlanmış, ölçümler bu plakların tam ortasında plak üstünde yapılmıştır. 4. DEĞERLENDİRMELER Bu çalışmada incelenen bütün karışım oranlarının ASR genleşme limitlerini geçmediği görülmüştür. 1 mm den daha küçük boyutlardaki camların ince agrega yerine kullanılmasının 14 günden sonra betondaki genleşmeleri artırdığı, çimento yerine zeolitin kullanılmasının da cam içerikli karışımların genleşmelerini önemli bir şekilde azalttığı tespit edilmiştir. Şekil 2 incelendiğinde, C30Z0, C30Z10 ve C30Z30 numunelerinin C30/37 sınıfı beton numunenin basınç dayanım değerlerini karşılamadığı görülmüştür.

110 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Erhan Burak PANCAR 289 Şekil 1. Harç çubuklarının ASR genleşmeleri Şekil 2. Beton karışımların 28 günlük basınç dayanımları ASR ve basınç dayanım ölçümleri neticesinde, sıcaklık ölçümlerinin yapılması için en uygun karışımların standart karışım, C20Z0 karışımı ve C20Z30 karışımı olduğuna karar verilmiştir. Sıcaklık ölçümleri yapılmadan önce Testo-635 cihazı kullanılarak söz konusu 3 farklı karışımdan elde edilen betonların ısı iletkenliklerine bakılmıştır. Standart karışımın ısı iletkenliği 2.57 W/m.K, C20Z0 karışımının ısı iletkenliği 2.2 W/m.K ve C20Z30 karışımının ısı iletkenliği 2.08 W/m.K olarak bulunmuştur. Sıcaklık ölçümleri Samsun ilinde, Ağustos ayında 08:00-18:00 saatleri arasında yapılmıştır. Şekil 3 de görüldüğü üzere söz konusu saatler arasında standart karışımdaki beton plak yüzey sıcaklığı C20Z0 karışımındaki beton plaktan daha fazladır. Bunun yanında, C20Z30 karışımındaki beton plağın yüzey sıcaklığı da diğer iki plak yüzey sıcaklığından daha azdır. İnce agrega yerine beton karışımına 20% oranında cam katılması, en yüksek sıcaklık değerlerinin ölçüldüğü saat 14:00 de beton yüzey sıcaklığını 50ºC den 41 ºC ye düşürmüştür. Bu orandaki cam katkılı karışımda çimento yerine 30% oranında zeolit de katıldığında en yüksek beton yüzey sıcaklığı C20Z0 karışımlı beton plağın yüzey sıcaklığından 3 ºC daha azalmıştır.

111 290 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ali Etem GÜREL, Abdulaziz YILDIZ, Emrah DENİZ Şekil 3. Gün içinde beton plak üst yüzey sıcaklıkları Bu çalışmada albedo değerleri ölçülmemiştir. Yine de görsel olarak incelendiğinde C20Z0 karışımı ile üretilen betonun yüzey rengi ile standart karışımla üretilen beton yüzey rengi birbirine çok yakın olup, C20Z30 karışımı ile üretilen beton yüzey rengi her iki karışımdakinden biraz daha açıktır. Çalışmanın sonucunda, 50 ºC değerindeki bir beton yüzey sıcaklığı C20Z30 karışımı kullanılarak 38 ºC ye kadar düşürülebilmiştir. 5.SONUÇ Beton yolların gün içerisinde ölçülen yüzey sıcaklıklarındaki yüksek orandaki değişimler ile alt ve üst yüzey sıcaklıklarındaki farklar, betonda ısıl çatlakların meydana gelmesine sebep olmaktadır. Bu çatlakların önüne geçebilmek için beton yüzeyine betonun yansıtıcı özelliğini artıracak farklı kaplama işlemleri uygulanabilmektedir. Trafik altında bu kaplama malzemeleri özelliğini zamanla yitirmektedir. Bu sebeple daha kalıcı çözümler üretilmesinde fayda vardır. Bu çalışmada, betonun ısı iletkenliğini düşürerek söz konusu sıcaklık farklarının düşürülmesi planlanmıştır. Bu amaçla, atık malzeme olarak da değerlendirilebilecek camlar (1mm den küçük) beton içerisinde ince agrega yerine kullanılmıştır. Çimento üretiminde ortaya çıkan karbondioksitin önüne geçilebilmesi için de doğal bir malzeme olan zeolit beton içerisinde çimento yerine kullanılmıştır. Camın 30% oranında katılmasının C30/37 sınıfı olarak üretilen betonun basınç dayanımını karşılamadığı tespit edilmiş olup, çalışmada incelenen 10 değişik karışım numunesinin de ASR genleşme sınır değerlerini aşmadığı, cam katılmasının genleşmeleri bir miktar artırdığı, çimento yerine zeolit kullanılmasının da bu genleşmeleri önemli ölçüde azalttığı tespit edilmiştir. Beton plak yüzey sıcaklık ölçümlerinin yapılabilmesi için en uygun karışım olarak standart karışım, 20% cam katkılı karışım (C20Z0), 20% cam katkılı ve 30% zeolit katkılı karışım (C20Z30) seçilmiştir. C20Z0 numunesinin standart numunenin ısı iletkenliğini 2.57 W/m.K den 2.2 W/m.K ya, C20Z30 numunesinin de 2.08 W/m.K ya düşürdüğü tespit edilmiştiryazın gün içerisinde yapılan beton üst yüzey sıcaklık ölçümleri neticesinde, en yüksek yüzey sıcaklıklarının saat 14:00 de olduğu görülmüştür. Bu saatte standart numunenin yüzey sıcaklığı 50 C, C20Z0 karışımındaki beton yüzey sıcaklığı 41 C, C20Z30 karışımındaki beton yüzey sıcaklığı ise 38 C olarak ölçülmüştür. Yapılan çalışmalar neticesinde, beton içerisinde ince agrega yerine camın ve çimento yerine zeolitin kullanılmasının betonun ısı iletkenliğini azalttığı ve bunun da betonda ısıl çatlaklara sebep olan yüzey sıcaklık farklarını düşürdüğü tespit edilmiştir. Bu çalışmada, beton yol tasarımında ülkemizin farklı bölgelerindeki iklim koşullarının da dikkate alınması gerektiği, beton tasarımında daha çevreci malzemeler kullanılarak ısıl çatlakların önüne geçilebileceği sonucuna da varılmıştır. KAYNAKLAR [1] Synnefa, A., Karlessi, T., Gaitani, N., Santamouris, M., Assimakopoulos, D.N. ve Papakatsikas, C., Experimental testing of cool colored thin layer asphalt and estimation of its potential to improve the urban microclimate, Building and Environment, Cilt 46, No 1, 38-44, [2] Santamouris, M., Synnefa, A. ve Karlessi, T., Using advanced cool materials in the urban built environment to mitigate heat islands and improve thermal comfort conditions, Solar Energy, Cilt 85, No 12, , [3] Kolokotsa, D., Maravelaki-Kalaitzaki, P., Papantoniou, S., Vangeloglou, E., Saliari, M., Karlessi, T. ve Santamouris, M., Development and analysis of mineral based coatings for buildings and urban structures, Solar Energy, Cilt 86, No 5, , 2012.

112 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Erhan Burak PANCAR 291 [4] Deluka-Tibljaš, A., Šurdonja, S., Babić, S. ve Cuculić, M., Analyses of urban pavement surface temperatures, The Baltic Journal of Road and Bridge Engineering, Cilt 10, No 3, ,, [5] Richardson, J.M. ve Armaghani, J.M., Stress caused by temperature gradient in portland cement concrete pavements, Transportation Research Record, Cilt 1121, 7-13, [6] Shoukry, S.N. ve Fahmy, M.R., Optimization of concrete slab geometry for enhanced rigid pavement performance and service life, Research Project, No. 140, National Technical Information Service, Alexandria, USA, [7] VENCON Software package for structural design of concrete pavements (in Dutch), CROW, Ede., Netherlands, [8] Heydinger, A. G., Monitoring seasonal instrumentation and modelling climatic effects on pavements at the Ohio/SHRP test road, ODOT Project No (0), FHWA/OH Report 2003/018, The University of Toledo, Toledo, Ohio, USA, [9] Huang, Y. H., Pavement Analysis and Design, Prentice Hall, Upper Saddle River, NJ, USA, 2nd edition, [10] Kim, K.H., Jeon, S.E., Kim, J.K. ve Yang, S., An experimental study on thermal conductivity of concrete, Cement and Concrete Research, Cilt 33, No 3, , [11] Uysal, H., Demirboga, R., Şahin, R. ve Gül, R., The effects of different cement dosages, slumps, and pumice aggregate ratios on the thermal conductivity and density of concrete, Cement and Concrete Research, Cilt 34, No 5, , [12] Demirboğa, R. ve Gül, R., The effects of expanded perlite aggregate, silica fume and fly ash on the thermal conductivity of lightweight concrete, Cement and Concrete Research, Cilt 33, No. 5, , [13] Meyer, C. ve Baxter, S., Use of Recycled Glass for Concrete Masonry Blocks, Final Report 97-15, New York State Energy Research and Development Authority, Albany, NY., [14] Lam, C.S., Poon, C.S. ve Chan, D., Enhancing the performance of pre-cast concrete blocks by incorporating waste glass ASR consideration, Cement and Concrete Composites, Cilt 29, No 8, , [15] Byars, E.A., Morales-Hernandez, B. ve Zhu, H.Y., Waste Glass as Concrete Aggregate and Pozzolan Laboratory and Industrial Projects, Concrete, Cilt 38, No 1, 41 44, [16] Krishnamoorthy, R.R. ve Zujip, J.A., Thermal conductivity and microstructure of concrete using recycle glass as a fine aggregate replacement, International Journal of Emerging Technology and Advanced Engineering, Cilt 3, No 8, , [17] Najimi, M., Sobhani, J., Ahmadi, B. ve Shekarchi, M., An experimental study on durability properties of concrete containing zeolite as a highly reactive natural pozzolan, Construction and Building Materials, Cilt 35, , [18] Poon, C.S., Lam, L., Kou, S.C. ve Lin, Z.S., A study on the hydration rate of natural zeolite blended cement pastes, Construction and Building Materials, Cilt 13, No 8, , [19] Kılınçarslan, Ş., Thermo-Mechanical properties of concrete containing zeolite, Suleyman Demirel Universitesi Fen Bilimleri Enstitusu Dergisi, Cilt 11, No 3, , [20] Li, H., Harvey, J.T., Holland, T.J. ve Kayhanian, M., Corrigendum: The use of reflective and permeable pavements as a potential practice for heat island mitigation and stormwater management, Environmental Research Letters, Cilt 8, 1-14, [21] Qin, Y. ve Hiller, J.E., Modeling the temperature and stress distributions in rigid pavements: Impact of solar radiation absorption and heat history development, KSCE Journal of Civil Engineering, Cilt 15, No 8, , [22] ASTM C1260, Standard Test Method for Potential Alkali Reactivity of Aggregates (Mortar-Bar Method), Annual Books of ASTM Standards, 2001.

113 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) İnce Cidarlı Parçaların Mikro Frezelenmesinde Talaş Kaldırma Yolunun Takım Aşınması, Kuvvetler ve Parça Kalitesi Üzerindeki Etkisi Emel KURAM 1, 1 Gebze Teknik Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Makine Mühendisliği Bölümü, Kocaeli/TÜRKİYE ÖZ Başvuru: 13/08/2016 Kabul: 09/10/2016 Bu çalışmada, ince cidarlı parçaların mikro frezelenmesinde talaş kaldırma yolunun takım aşınması ve kuvvetler üzerindeki etkisi incelenmiştir. Ayrıca, ince cidarların kalınlığındaki hata ve çapak oluşumu da dikkate alınmıştır. Talaş kaldırma işleminde iki farklı yol seçilmiştir: suyolu ve adım destekli takım yolu. Deneylerde iş parçası malzemesi olarak Ti6Al4V titanyum alaşımı kullanılmıştır ve bu malzeme üzerinde 1 mm yüksekliğinde ve 100 µm kalınlığında ince cidarlar işlenmiştir. Sonuç olarak, adım destekli takım yolunun; ince cidarların işlenmesinde daha az kuvvete, çapak oluşumuna, kalınlık hatasına ve daha yüksek takım aşınmasına neden olduğu bulunmuştur. Anahtar kelimeler: İnce cidarlı parça, Mikro frezeleme, Takım aşınması, Kuvvet. The Effect of Material Removal Way on Tool Wear, Forces and Part Quality by Micro-Milling of Thin-Walled Parts ABSTRACT In this study, the effect of material removal way in micro-milling of thin-walled parts on tool wear and forces was investigated. In addition, the thickness error of thin walls and burr formation were also taken into consideration. Two different ways were selected at material removal: waterline and step support tool path. In the experiments, Ti6Al4V titanium alloy was employed as a workpiece material and thin walls at the height of 1 mm and at the thickness of 100 µm were machined on this material. As a result, it was found that step support tool path resulted in lower force, burr and thickness error, however resulted in higher tool wear during machining of thin walls. Keywords: Thin-walled part, micro-milling, tool wear, force. İletişim yazarı, kuram@gtu.edu.tr

114 294 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Emel KURAM 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) İnce cidarlı parçalar otomotiv ve uzay endüstrisinde yaygın olarak kullanılmaktadır. Bu alanlarda kullanılacak mikro parçaların hassas bir şekilde imal edilmesi son derece önemlidir. İnce cidarların mikro frezelenmesinde performansı etkileyen faktörler iş parçası malzemesi, ince cidarların ölçüleri ve geometrisi, kesici takım, işleme parametreleri ve takım yolları olarak sayılabilir [1]. Takım yollarının doğru seçimi üretim zamanını, işlenen yüzeyin kalitesini ve maliyeti etkilemektedir [2, 3]. İnce cidarlı parçalar işleme esnasında kesme kuvvetleri altında kolaylıkla deforme olabilirler [4, 5]. Kesme kuvvetleri altında oluşan esnemeler iş parçasında göz ardı edilemeyecek şekil hatalarına neden olmaktadır [6]. İnce cidarlı parçaların talaşlı imalatında çarpılmalar en sık görülen şekil hataları arasındadır. Bu nedenle ince cidarların işlenmesi üzerine yapılan çalışmalar literatürde mevcuttur. Li ve arkadaşları [1] 15 μm kalınlığında ince cidarları mikro frezeleme yöntemi ile başarılı bir şekilde işlemişlerdir. Friedrich ve arkadaşları [7] iş parçası malzemesi olarak polimetil metakrilat (PMMA) kullanmışlardır ve yükseklik-kalınlık oranı (aspect ratio) yaklaşık 8 olan ince cidarları frezeleme yöntemi ile işlemişlerdir. Bu araştırmacılar, ince cidarları işleme esnasında meydana gelen kuvvetleri ve kesici takımda meydana gelen değişimleri dikkate almamışlardır, sadece ince cidarları başarılı bir şekilde işlemeye ve yüksek yükseklik-kalınlık oranına ulaşmaya çalışmışlardır. Bang ve arkadaşları [8] pirinç malzemede 25 µm kalınlığında ve 650 µm yüksekliğinde ince cidarları işlemişlerdir. Bu araştırmacılar ince cidarların işlenmesinde iş parçası kalitesini, kesme kuvvetlerini ve takım aşınmasını dikkate almamışlardır. Arnaud ve arkadaşları [9] 6082 alüminyum alaşımında ince cidarların işlenmesi esnasında meydana gelen titreşimleri incelemiştir. Baranek ve arkadaşları [10] 6082 alüminyum alaşımı üzerine 1 mm kalınlığında ve 40 mm yüksekliğinde ince cidarları frezeleme yöntemi ile işlemiştir. İşlenmiş cidarların yüzey kalitesi incelenmiştir. Annoni ve arkadaşları [11, 12] iş parçası malzemesi olarak C40 karbon çeliğini kullanmışlardır ve ince cidarların işlenmesi esnasında cidar kalınlığının ve frezeleme stratejisinin (aynı ve zıt yönlü frezeleme) iş mili frekansı üzerindeki etkisini araştırmışlardır. Thepsonthi ve Özel [13] Ti6Al4V malzemesinde dairesel ince cidarları mikro frezeleme ile işlemişlerdir. İşlenen ince cidarın kalınlığı 75 µm ve yüksekliği 500 µm olarak belirlenmiştir. İnce cidarlar farklı devir sayısı (16000, 32000, dev/dak), ilerleme hızı (25, 50, 75 m/dak) ve talaş derinliklerinde (40, 70, 100 µm) işlenmiştir. İnce cidarların işlenmesi sonrasında yüzey pürüzlülüğü ve üst çapak genişliği ölçülmüştür. İşlenen ince cidarlarda aşırı çapak oluşumu gözlenmiştir. Llanos ve arkadaşları [14] iş parçası malzemeleri olarak alüminyum ve pirinç kullanmışlar ve bu malzemeler üzerine ince cidarları işlemişlerdir. İnce cidarların yüzey kalitesi ve çapak oluşumu dikkate alınmıştır. Pirinç malzemesindeki ince cidarın yüzey kalitesinin alüminyum malzemesine göre daha iyi olduğu bulunmuş fakat, çapak oluşumunun alüminyum malzemesinde daha düşük olduğu görülmüştür. Literatürdeki çalışmalarda genellikle işlenen ince cidarların yüzey kalitesi nitel olarak incelenmiştir. İnce cidarların işlenmesi esnasında meydana gelen kuvvetlerin ölçüldüğü çalışmalar ise sınırlıdır. Ayrıca ince cidarların işlendiği kesici takımda işleme sonrası meydana gelen değişimlerin nicel olarak incelendiği çalışmalara yapılan literatür taramasında rastlanmamıştır. Bu nedenle bu çalışma, talaş kaldırma yolunun ince cidarların işlenmesinde takım aşınması ve kuvvetler üzerindeki etkisini kantitatif olarak incelemeye odaklanmıştır. Ayrıca işlenen ince cidarların kalınlığındaki hata ve çapak oluşumu da dikkate alınmıştır. 2. DENEYSEL AYRINTI (EXPERIMENTAL DETAIL) Mikro frezeleme deneyleri maksimum dev/dak değerinde dönebilen DECKEL MAHO DMU 60 P beş eksen işleme merkezinde yapılmıştır. Yüksek devir sayısına ulaşabilmek için işleme merkezinin ana miline yüksek hız kafası (Pibomulti X9810) adı verilen bir donanım takılmıştır. İş parçası malzemesi olarak 35 HRC sertliğine sahip Ti6Al4V titanyum alaşımı kullanılmıştır. Ti6Al4V alaşımının kimyasal kompozisyonu Tablo 1 de sunulmuştur. Deneylerde Union Tool marka C-CES kodlu 600 µm çapında iki ağızlı mikro parmak freze kullanılmıştır. Mikro parmak frezenin helis açısı 30 dir. Takım imalatçısına göre mikro parmak frezenin sertliği 3000~3500 HV değerindedir. Bütün deneylerde mikro kesici takımlar 15 mm yüksekliğinde bağlanmıştır. Deneylere başlamadan önce mikro parmak frezenin statik salgısı hassas komparatör (hassasiyeti 1 µm) ile kesici takımın şaft kısmından ölçülmüştür. Kesici takım salgısının 4 µm den daha düşük olduğu belirlenmiştir. Mikro frezeleme deneyleri sabit şartlarda yapılmıştır ve deneylerde kullanılan mikro frezeleme koşulları Tablo 2 de verilmiştir. Deneyler kuru işleme şartlarında gerçekleştirilmiştir. Bu çalışmada yüksekliği 1 mm, kalınlığı 100 µm, yükseklik-kalınlık oranı 10 olan ince cidarlar işlenmiştir. İnce cidarların işlenmesinde iki farklı talaş kaldırma yolu seçilmiştir (Şekil 1). 1. takım yolu suyolu (waterline), 2. takım yolu adım destekli (step support) olarak isimlendirilmektedir. 1. takım yolunda (Şekil 1 (a)), mikro parmak freze 1 olarak adlandırılan kısımdan sabit derinlikte (0,2 mm) talaş kaldırmıştır. Daha sonra 2 olarak adlandırılan kısımdan yine 0,2 mm derinliğinde talaş kaldırılmıştır. Mikro parmak freze takım hareket sırasına göre hareket ederek bütün malzemeleri kaldırmış ve ince cidar istenen boyutlarda işlenmiştir. Bu takım yolunda takımın tek numaralı hareket sıralarında ince cidar, iş parçasının diğer tarafındaki malzeme tarafından desteklenmektedir. Fakat çift hareket sıralarında diğer taraftan destek olmadığı için kesme kuvvetleri altında ince cidarın eğilmesi ile sonuçlanmaktadır. Bu problemi azaltmak için adım destekli (step support) talaş kaldırma yolu önerilmiştir [1]. 2. takım yolunda (Şekil 1 (b)), yine mikro parmak freze 1 olarak adlandırılan kısımdan sabit derinlikte talaş kaldırmıştır. Fakat bu sefer başlangıçtaki talaş derinliğinin bir kısmı kaldırılmıştır. Bu çalışmada talaş derinliği başlangıçtaki değerin %50 si (0,1 mm) olarak alınmıştır. Daha sonra takım diğer hareket sıralarına göre hareket ederek başlangıçtaki talaş derinliğinin tamamını (0,2 mm) kaldırmıştır. Takımın 11. hareket sırasında geriye kalan 0,1 mm lik malzeme kaldırılarak ince cidar işlenmiştir. Bu takım yolunda ince cidar, işleme esnasında her zaman diğer taraftaki kısmi malzeme ile desteklenmektedir. İşleme sonrası mikro parmak frezelerde meydana gelen aşınmalar ve işlenen ince cidarların kalitesi taramalı

115 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Emel KURAM 295 elektron mikroskobu (SEM, Philips XL30) ile incelenmiştir. İşleme esnasında meydana gelen kuvvetler tabla tipi dinamometre kullanılarak eş zamanlı olarak kaydedilmiştir. Bu çalışmada X ve Y yönlerindeki kuvvetler (Fx ve Fy) dikkate alınmıştır. Cidar yüksekliği boyunca Şekil 2 de gösterildiği gibi 6 farklı yerden kalınlık ölçümü yapılmıştır ve en büyük kalınlık analizlerde kullanılmıştır. Tablo 1. Ti6Al4V titanyum alaşımının kimyasal kompozisyonu (% ağırlık) (Chemical composition of Ti6Al4V titanium alloy (weight %)) Elementler Ti Al V C % Ağırlık 88,00 5,75 4,00 0,08 (a) Şekil 1. İnce cidarların işlenmesinde talaş kaldırma yolları (a) suyolu, (b) adım destekli, tüm ölçüler mm cinsindendir (Material removal way during machining of thin walls (a) waterline, (b) step support, all units are in mm) (b) Tablo 2. Mikro frezeleme koşulları (Micro-milling conditions) Koşul Birim Değer Devir Sayısı dev/dak İlerleme Hızı mm/dak 50 Cidar Yüksekliği mm 1 Cidar Kalınlığı µm 100 Cidar Uzunluğu mm 15 Şekil 2. İnce cidarların kalınlığını ölçme noktaları, ölçümler arası mesafe 0,2 mm dir (Measurement points of thin walls thickness, distance between measurements is 0.2 mm) 3. SONUÇLAR VE TARTIŞMA (RESULTS AND DISCUSSION) İnce cidarların işlenmesi sonrasında mikro parmak frezelerde meydana gelen aşınmalar Şekil 3 te gösterilmiştir. Her iki talaş kaldırma yolunda da mikro parmak frezelere iş parçası malzemesi yapışmıştır. Suyolunda kullanılan mikro parmak frezede meydana gelen yapışmanın adım destekli takım yolunda kullanılandan daha fazla olduğu görülmüştür. Fakat adım destekli talaş kaldırma yolunda kullanılan mikro parmak frezede kırılma meydana gelmiştir. Bu kırılmanın nedeni, adım destekli takım yolunda işleme uzunluğunun daha fazla olması ve değişken talaş derinliği nedeniyle kuvvetlerdeki değişimin daha fazla olmasıdır. Suyolu takım yolunda toplam işleme uzunluğu 150 mm ve adım destekli takım yolunda toplam işleme uzunluğu 165 mm dir. Her iki takım yolunda kullanılan mikro parmak frezelerde ayrıca kesici kenarın yuvarlanmasına neden olan abrasif aşınma da görülmüştür. Bu çalışmada mikro parmak frezelerin serbest yüzeyleri üzerindeki en büyük aşınma ölçülmüştür ve en büyük aşınma suyolu stratejisinde kullanılan takımda 14,23 µm, adım destekli takım yolunda kullanılan takımda 36,07 µm olarak bulunmuştur (Tablo 3). İnce cidarların işlenmesi esnasında ölçülen X ve Y yönlerindeki kuvvetler (Fx ve Fy) sırasıyla Şekil 4 ve Şekil 5 de sunulmuştur. Suyolu takım stratejisinde artan takım hareket sırası ile Fx kuvveti arasında lineer ilişkinin olduğu, fakat adım destekli takım yolunda takım hareket sırası ile Fx kuvveti arasında 2. dereceden bir ilişkinin olduğu görülmüştür. Adım destekli takım yolunda takım hareket sırası yani işleme uzunluğu ile Fx kuvveti arasında lineer olmayan ilişkinin sebebi talaş derinliğinin değişken olmasıdır. Her iki takım yolunda genellikle artan takım hareket sırası ile yani artan işleme uzunluğu ile Fx kuvvetinin arttığı bulunmuştur (Şekil 4 (a) ve (b)). Fakat adım destekli takım yolunda 11. hareket sırasında Fx kuvveti azalmıştır (Şekil 4 (b)). Bunun nedeni talaş derinliğinin daha düşük olmasıdır. Genellikle suyolu takım stratejisi ile daha yüksek Fx kuvveti ölçülmüştür. En yüksek Fx kuvveti suyolu stratejisinde 29,15 N, adım destekli takım yolunda 27,90 N olarak ölçülmüştür. Suyolu stratejisinde Fx kuvveti takım hareket sırasına bağlı olarak 13,36-29,15 N arasında değişmiştir, adım destekli takım yolunda Fx kuvveti takım hareket sırasına bağlı olarak 12,56-27,90 N arasında değişmiştir.

116 296 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Emel KURAM Suyolu takım stratejisinde artan takım hareket sırası ile Fy kuvveti arasında lineer ilişkinin olduğu, fakat adım destekli takım yolunda takım hareket sırası ile Fy kuvveti arasında 2. dereceden bir ilişkinin olduğu görülmüştür. Adım destekli takım yolunda takım hareket sırası yani işleme uzunluğu ile Fy kuvveti arasında lineer olmayan ilişkinin sebebi talaş derinliğinin değişken olmasıdır. Her iki takım yolunda genellikle artan takım hareket sırası ile yani artan işleme uzunluğu ile Fy kuvvetinin arttığı bulunmuştur (Şekil 5 (a) ve (b)). Fakat adım destekli Suyolu takım yolunda 11. hareket sırasında Fy kuvveti azalmıştır (Şekil 5 (b)), bunun nedeni talaş derinliğinin daha düşük olmasıdır. Genellikle suyolu takım stratejisi ile daha yüksek Fy kuvveti ölçülmüştür. En yüksek Fy kuvveti suyolu stratejisinde 31,42 N, adım destekli takım yolunda 28,15 N olarak ölçülmüştür. Suyolu stratejisinde Fy kuvveti takım hareket sırasına bağlı olarak 11,27-31,42 N arasında değişmiştir, adım destekli takım yolunda Fy kuvveti takım hareket sırasına bağlı olarak 8,17-28,15 N arasında değişmiştir. Adım Destekli Şekil 3. İnce cidarların mikro frezelenmesi sonrası mikro parmak frezelerde meydana gelen aşınmalar (Wear occurred on micro end mills after micro-milling of thin walls) Tablo 3. İnce cidarların mikro frezelenmesi sonrası ölçülen maksimum takım aşınması ve kalınlık hatası (Maximum tool wear and thickness error measured after micro-milling of thin walls) Takım Yolları Maksimum Takım Aşınması (µm) Suyolu 14,23 19,69 Adım Destekli 36,07 9,02 Kalınlık Hatası (%) %1,00-66,33 arasında, alüminyum malzemesinde %0,33-44,67 aralığında olduğunu ifade etmiştir. Bu çalışmada son olarak ince cidarlardaki çapak oluşumu nicelik olarak da incelenmiştir. Adım destekli takım yolunun ince cidarlarda suyolu stratejisinden daha düşük çapağa neden olduğu görülmüştür. Bu çalışmada ayrıca işlenen ince cidarların kalınlığı da ölçülmüştür ve kalınlık hatası Tablo 3 te sunulmuştur. Cidar yüksekliği boyunca 6 farklı yerden ölçüm yapılmıştır ve en büyük kalınlık analizlerde kullanılmıştır. Cidar kalınlığının cidar yüksekliği boyunca değişken olduğu görülmüştür ve benzer bir sonuç literatürde de rapor edilmiştir [14]. Cidar kalınlığının cidar yüksekliği ile değişiminin nedeni olarak mikro frezeleme işlemi esnasında cidarın kuvvet altında eğilmesi gösterilebilir. Hedeflenen ince cidarların kalınlığı deneysel kısımda belirtildiği gibi 100 µm dir. Suyolu takım stratejisi kullanılarak işlenen ince cidarın kalınlığı 80,31 µm, adım destekli takım yolu kullanılarak işlenen ince cidarın kalınlığı 90,98 µm olarak ölçülmüştür. Tablo 3 te verildiği gibi kalınlık hatası suyolu için %19,69, adım destekli için %9,02 olarak bulunmuştur. Llanos ve arkadaşları [14] kalınlıktaki hatayı cidar kalınlığına bağlı olarak pirinç malzemesinde (a)

117 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Emel KURAM 297 (b) Şekil 4. İnce cidarların mikro frezelenmesi esnasında (a) suyolu, (b) adım destekli takım yollarında ölçülen Fx kuvveti (Measured Fx force in (a) waterline, (b) step support tool paths during micro-milling of thin walls) (a) 4. SONUÇLAR (CONCLUSIONS) Bu çalışmada iş parçası malzemesi olarak Ti6Al4V titanyum alaşımı kullanılmıştır ve bu malzeme üzerinde 1 mm yüksekliğinde ve 100 µm kalınlığında ince cidarlar işlenmiştir. Talaş kaldırma işleminde iki farklı yol seçilmiştir: suyolu ve adım destekli takım yolu. Bu talaş kaldırma yollarının ince cidarların işlenmesi sonrasında takım aşınması, kuvvetler, cidar kalınlığı ve çapak oluşumu üzerindeki etkisi incelenmiştir. Her iki talaş kaldırma yolunda da mikro parmak frezelere iş parçası malzemesi yapışmıştır ve kesici kenarın yuvarlanmasına neden olan abrasif aşınma görülmüştür. Ayrıca adım destekli talaş kaldırma yolunda kullanılan mikro parmak frezede kırılma meydana gelmiştir. Serbest yüzey üzerindeki en büyük aşınma suyolu stratejisinde kullanılan mikro parmak frezede 14,23 µm, adım destekli takım yolunda kullanılan mikro parmak frezede 36,07 µm olarak ölçülmüştür. Her iki takım yolunda genellikle artan takım hareket sırası ile yani artan işleme uzunluğu ile Fx ve Fy kuvvetlerinin arttığı bulunmuştur. Fakat adım destekli takım yolunda 11. hareket sırasında Fx ve Fy kuvvetleri azalmıştır. Genellikle suyolu takım stratejisi ile daha yüksek Fx ve Fy kuvvetleri elde edilmiştir. Suyolu stratejisinde Fx kuvveti takım hareket sırasına bağlı olarak 13,36-29,15 N aralığında değişmiştir, adım destekli takım yolunda Fx kuvveti takım hareket sırasına bağlı olarak 12,56-27,90 N aralığında değişmiştir. Suyolu stratejisinde Fy kuvveti takım hareket sırasına bağlı olarak 11,27-31,42 N aralığında bulunmuştur, adım destekli takım yolunda Fy kuvveti takım hareket sırasına bağlı olarak 8,17-28,15 N aralığında bulunmuştur. İşlenen cidarların kalınlığının cidar yüksekliği boyunca değişken olduğu görülmüştür. Kalınlık hatası suyolu için %19,69, adım destekli için %9,02 olarak hesaplanmıştır. Adım destekli takım yolunun ince cidarlarda suyolu stratejisinden daha az çapak oluşturduğu görülmüştür. Sonuç olarak, adım destekli takım yolunun ince cidarların işlenmesinde daha az kuvvet, çapak ve kalınlık hatası verdiği, fakat daha yüksek takım aşınmasına neden olduğu bulunmuştur. (b) Şekil 5. İnce cidarların mikro frezelenmesi esnasında (a) suyolu, (b) adım destekli takım yollarında ölçülen Fy kuvveti (Measured Fy force in (a) waterline, (b) step support tool paths during micro-milling of thin walls) TEŞEKKÜR (ACKNOWLEDGEMENTS) Yazar, bu çalışmanın yapıldığı Gebze Teknik Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Bilgisayar Destekli İmalat Laboratuarının tüm olanaklarını sunan Prof. Dr. Babür Özçelik e, mikro frezeleme işlemindeki yardımından dolayı Tekniker Önder Gedik e ve SEM görüntülerinin alınmasındaki yardımından dolayı Uzman Ahmet Nazım a teşekkür eder.

118 298 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Emel KURAM KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Li, P., Zdebski, D., Langen, H. H., Hoogstrate, A. M., Oosterling, J. A. J., Schmidt, R. H. M. & Allen, D. M. (2010). Micromilling of thin ribs with high aspect ratios. Journal of Micromechanics and Microengineering, 20, [2] Gök, A., Göloğlu, C. & Demirci, H. İ. (2013). Cutting parameter and tool path style effects on cutting force and tool deflection in machining of convex and concave inclined surfaces. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 69, [3] Gök, A., Demirci, H. İ. & Gök, K. (2016). Determination of experimental, analytical, and numerical values of tool deflection at ball end milling of inclined surfaces. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part E: Journal of Process Mechanical Engineering, 230, [4] Aijun, T. & Zhanqiang, L. (2008). Deformations of thin-walled plate due to static end milling force. Journal of Materials Processing Technology, 206, [5] Gang, L. (2009). Study on deformation of titanium thin-walled part in milling process. Journal of Materials Processing Technology, 209, [6] Gök, A., Göloğlu, C. & Demirci, H. İ. (2014). Determination of form defects depending on tool deflection in ball end milling of convex and concave surfaces. Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University, 29, [7] Friedrich, C. R. & Vasile, M. J. (1996). Development of the micromilling process for high-aspect-ratio microstructures. Journal of Microelectromechanical Systems, 5, [8] Bang, Y.-B., Lee, K.-M. & Oh, S. (2005). 5-Axis micro milling machine for machining micro parts. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 25, [9] Arnaud, L., Gonzalo, O., Seguy, S., Jauregi, H. & Peigne, G. (2011). Simulation of low rigidity part machining applied to thin-walled structures. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 54, [10] Baranek, I., Buransky, I. & Peterka, J. (2013). Influence of material removal way on thin-walled part quality by milling. MM Science Journal, 2, [11] Annoni, M., Petro, S., Rebaioli, L., Semeraro, Q. & Solito, R. (2013). Process parameters effect on cutting forces and geometrical quality in thin wall micromilling. Proceedings of NAMRI/SME, 41, [12] Annoni, M., Rebaioli, L. & Semeraro, Q. (2015). Thin wall geometrical quality improvement in micromilling. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 79, [13] Thepsonthi, T. & Özel, T. (2014). An integrated toolpath and process parameter optimization for high-performance micro-milling process of Ti-6Al- 4V titanium alloy. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, 75, [14] Llanos, I., Agirre, A., Urreta, H., Thepsonthi, T. & Özel, T. (2014). Micromilling high aspect ratio features using tungsten carbide tools. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part B: Journal of Engineering Manufacture, 228,

119 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) RCCI Bir Motorda Enjeksiyon Zamanlaması ve Lamdanın Yanma ve Performans Karakteristikleri Üzerindeki Etkilerinin Deneysel İncelenmesi Ahmet UYUMAZ 1,, Hamit SOLMAZ 2 1 Mehmet Akif Ersoy Üniversitesi, Teknik Bilimler Meslek Yüksekokulu, Otomotiv Teknolojisi Programı, BURDUR 2 Gazi Üniversitesi, Teknoloji Fakültesi, Otomotiv Mühendisliği Bölümü, ANKARA ÖZET Başvuru:17/08/2016 Düzeltme: 24/10/2016 Kabul: 17/11/2016 Bu çalışmada, dört zamanlı, dört silindirli, direkt püskürtmeli reaktif kontrollü sıkıştırma ile ateşlemeli (RCCI) bir motorda enjeksiyon zamanlaması ve lamda değişiminin yanma ve performans karakteristikleri üzerindeki etkileri deneysel olarak incelenmiştir. Bu amaçla direkt püskürtmeli RCCI motorda porttan izooktan yakıtı, direkt silindir içerisine n-heptan yakıtı ÜÖN dan 100, 80, 60, 50, 40, 30, 20 KA önce püskürtülerek RCCI yanması üzerindeki etkileri araştırılmıştır. Tam yükte, 1000 d/d da, 40 C emme havası giriş sıcaklığında, sabit supap zamanlamasında ve farklı lamda değerlerinde (λ=2.2, λ=1.9, λ=1.7) yapılan deneylerde enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça maksimum silindir içi basıncın daha erken elde edildiği ve arttığı görülmüştür. Aynı zamanda, lamda azaldıkça maksimum silindir basıncının ve ısı dağılımının arttığı gözlemlenmiştir. Enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça indike termik verim belli bir değere kadar artış göstermiş, daha fazla avansa alındığında indike termik verimdeki artış azalmıştır. Maksimum indike termik verim 80 KA enjeksiyon zamanlaması ve λ=2.2 değerinde % elde edilmiştir. Anahtar kelimeler: Reaktif kontrollü sıkıştırma ile ateşlemeli yanma, Yanma, Enjeksiyon zamanlaması, Yanma verimi, Lamda Experimental Investigation of The Effects of Lambda and Injection Timing on Combustion and Performance Characteristics in a RCCI Engine ABSTRACT In this study, the effects of injection timing and lambda were investigated experimentally on combustion characteristics in a four stroke, four cylinder, direct injection RCCI engine. For this purpose, isooctane was injected from the inlet port and n-heptane was injected directly into the cylinder at 100, 80, 60, 50, 40, 30, 20 CA, BTDC injection timings in order to see the effects of injection timings on RCCI combustion. Tests were performed at 1000 rpm engine speed, 40 C inlet air temperature, constant valve timing and different lambda values of λ=2.2, λ=1.9, λ=1.7. It was seen that the maximum in-cylinder pressure increased and advanced with the advance of injection timing. In addition, the maximum in-cylinder pressure and heat release increased with the decrease of lambda. The indicated thermal efficiency increased until a certain injection timing value and then the increase of the indicated thermal efficiency decreased with the advance of injection timing. The maximum indicated thermal efficiency was obtained as % at 80 CA injection timing and λ=2.2. Keywords: RCCI, Combustion, Injection timing, Combustion efficiency, Lambda İletişim yazarı, auyumaz@mehmetakif.edu.tr

120 300 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ahmet UYUMAZ, Hamit SOLMAZ 1.GİRİŞ (INTRODUCTION) Araştırmacılar içten yanmalı motorlarda hem termik verimi yükseltmek hem de zararlı egzoz gazlarını azaltmak amacıyla düşük sıcaklık reaksiyonları ile gerçekleşen yanma türleri üzerinde çalışmalarını sürdürmektedirler. Bu doğrultuda homojen dolgulu sıkıştırma ile ateşlemeli (HCCI) motorlar büyük ilgi görmektedir. Fakat HCCI motorlarda yüksek yüklerde görülen kararsız çalışma, vuruntu, yanmanın kontrol edilememesi ve sınırlı motor çalışma aralığı gibi dezavantajlar bulunmaktadır [1-7]. Emme havası giriş sıcaklığı, EGR, sıkıştırma oranı, hava/yakıt oranı ve yakıt özellikleri gibi değişkenlerle HCCI yanması kontrol edilmeye çalışılmaktadır. Bu parametreler içerisinde yakıt özellikleri kendi kendine tutuşma ve motor yük aralığının genişletilmesinde en önemli kontrol parametrelerinden biridir [8-10]. İçten yanmalı motorlardaki HCCI uygulaması ile ilgili bahsi geçen dezavantajları ortadan kaldırmak için son zamanlarda araştırmacıların ilgisini çeken yanma modu reaktif kontrollü sıkıştırma ile ateşlemeli (RCCI) yanma modudur. RCCI yanmasında reaktivite dereceleri birbirinden farklı iki yakıt kullanılmaktadır. Porttan ve direkt silindir içerisine yapılan püskürtme ile karışım kontrollü bir yanma meydana gelebilmektedir. Bu noktada yanma fazı yakıtların enjeksiyon zamanlamaları ile kontrol edilebilmektedir. Farklı reaktivite özelliklerine sahip yakıtların silindirde oluşturduğu karışım ile yanma fazı kontrol edilebilmekte, NOx ve is emisyonları önemli derecede azaltılabilmektedir. Bununla birlikte konvansiyonel yanma modlarına göre RCCI motorların termik verimleri yüksektir [11-16]. Liu ve arkadaşları [17] çalışmalarında DME/CH4 yakıtına hidrojen ilavesinin RCCI motorda etkilerini incelemek için kimyasal kinetiklerin kontrol ettiği üç boyutlu hesaplamalar kullanmışlardır. Yeni bir DME oksidasyon mekanizması denenmiştir. H2 ilavesiyle tutuşma zamanlaması avansa alınmış ve maksimum silindir basıncı artmıştır. Hidrojenin daha sonraki yanma aşamalarından çok yanmanın başlangıcında büyük etkiye sahip olduğunu görmüşlerdir. H2 ilavesiyle CH4 ile elde edilen emisyonların azaldığını görmüşlerdir. Fakat alevin dolgu boyunca meydana gelmediğini ve CH4 ile elde edilen emisyonların yüksek olduklarını görmüşlerdir. CO emisyonunun ön karışımlı CH4 yakıtının yanması ile elde edildiğini görmüşlerdir. Hidrojen ilavesi ile NO emisyonları artmıştır. Simulasyon sonuçları çift yakıtlı çalışma şartları altında NOx emisyonlarının enjeksiyon stratejisi ve pilot yakıt miktarından etkilendiğini göstermiştir. Saxena ve Bedoya yaptıkları literatür araştırması çalışmasında [18] dizel ve benzinli motorlara alternatif olarak içten yanmalı motorlarda düşük sıcaklıktaki yanma reaksiyonlarının büyük ilgi çektiğini görmüşlerdir. Bunlardan bir tanesi ön karışımlı homojen hava/yakıt karışımını kullanan benzinli ve dizel motorların ortak avantajlarına sahip HCCI motorlardır. Dizel motorlara benzer şekilde yüksek sıkıştırma oranı ve gaz kelebeğinin kısılmaması HCCI motorların verimini arttırmaktadır. Homojen ön karışımlı yakıt hava karışımının seyreltilmesi azot oksit, duman ve partikül madde emisyonlarının azalmasına yardımcı olmaktadır. Sonuçta, HCCI motorlar dizel motorlarla karşılaştırıldığında daha yüksek verim sağlayabilecek kapasiteye sahiptir. Aynı zamanda pahalı egzoz gazı azaltıcı sistemlerin kullanılmasını engelleyerek zararlı egzoz gazlarının azalmasına yardımcı olmaktadır. Fakat HCCI yanmasının iki önemli problemi bulunmaktadır. Birincisi yüksek motor yüklerinde stabil çalışmama problemidir. İkincisi, yanma zamanlamasının kontrol edilememesidir. İçten yanmalı motorlarda son araştırmalarda ilgi odağı olan diğer bir yanma türü RCCI dır. Reaktif ön karışımlı sıkıştırma ile ateşlemeli yanma olan RCCI iki farklı yakıtın enjeksiyonuna bağlı yanma türüdür. Püskürtülen yakıtlardan biri reaktif diğer daha reaktif bir yakıttır. İki yakıtın enjeksiyon zamanlamaları değiştirilerek yanma kontrol edilebilir. Benajes ve arkadaşları [19] RCCI yanmasında karışım ve kendi kendine tutuşma işlemlerini dizel ve benzin kullanarak deneysel ve sayısal olarak incelemişlerdir. Port enjeksiyonu ve direkt enjeksiyon yapılarak sıkıştırma ile ateşlemeli bir motorda tek boyutlu püskürtme modelini kullanarak analiz gerçekleştirmişlerdir. Dizel yakıtının direkt enjeksiyonu ile benzin, hava ve dizel yakıtının karışımı kendiliğinden tutuşmaya başlayarak yanma devam etmiştir. Daha sonra sıcaklık ve basınç artışı alev cephesinin ilerlemesini sağlayarak yanma odasında fakir dizel ve benzin karışımlarının bulunduğu noktalara doğru ilerlediğini gözlemlemişlerdir. Dizel/benzin oranı azaltılırsa tutuşma gecikmesinin arttığını, karışımın oluşturulması için gereken sürenin uzadığını görmüşlerdir. Birinci yanma aşaması sona ererken ikinci aşamada yanmanın iyileşmeye başladığını tespit etmişlerdir. Dizel yakıt enjeksiyonunun avansa alınmasının yanma işlemi üzerinde daha fazla etkiye sahip olduğunu görmüşlerdir. Konvansiyonel dizel yanmasına göre RCCI yanmasında NOx emisyonlarında bir miktar, duman emisyonlarında ise ciddi bir azalma tespit etmişlerdir. Yaptıkları çalışma sonucunda karışım reaktivitesi tarafından kontrol edilen RCCI yanmasının gerçekleştiğini görmüşlerdir. İlk olarak dizel, benzin ve hava karışımının kendi kendine tutuştuğunu daha sonra yanma odasının genelinde birçok noktadan sıcaklık ve basınç artışının düşük sıcaklık bölgesi boyunca alev gelişiminin gerçekleşmesine neden olduğunu görmüşlerdir. Bunun yanında uygun şartlar sağlanırsa (karışımın reaktivitesi, eşdeğerlik oranı, sıcaklık ve basınç) birkaç noktadan kendi kendine tutuşmanın başlamasıyla alev gelişmesinin devam ettiğini görmüşlerdir. Dizel yakıt enjeksiyon zamanlaması avansa alınırsa silindirde daha az düşük lokal reaktiviteli bölge kalmaktadır. Liu ve arkadaşları [20] n-butanol/biyodizel yakıt karışımlarının yanma ve emisyon karakteristiklerini simülasyona ve deneysel çalışmalara dayanarak incelemişlerdir. N-butanol emme portuna biyodizel ise direkt silindir içerisine püskürtülmüştür. Üç farklı karışım oranlarında yapılan deneylerde (% 80, % 85 ve % 90) biyodizelin enjeksiyon zamanlaması stabil bir yanma sağlamak için karışımın % 50 sinin yanmasını tamamladığı nokta (KA 50) referans alınarak ÜÖN dan 2 ile 10 krank açısı derecesi arasında değiştirilmiştir. EGR % 35 den % 45 e değiştirilmiştir. Biyodizel yakıtının geç ve erken enjeksiyonu ile KA 50 süresini değiştirmediğini görmüşlerdir. Erken ve geç enjeksiyon için biyodizel reaksiyonu kendi kendine tutuşma ile yanma tetiklenmiştir. Ön karışım oranının arttırılması yanma fazının rötara alınmasına neden olmakta, basınç artış oranını azaltmaktadır. Bunun yanında indike termik verimin ön karışım oranının % 90 arttırılması ile % 0.6

121 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ahmet UYUMAZ, Hamit SOLMAZ 301 azaldığını görmüşlerdir. Erken enjeksiyon ile geç enjeksiyona göre NOx emisyonlarının azaldığını görmüşlerdir. EGR artışı ile NOx ve is emisyonları azalmış, HC ve CO emisyonları artmıştır. Li ve arkadaşları [21] çok boyutlu model ile NSGA-II (non-dominated sorting genetic algorithm II) algortimasını birleştirerek dizel, metanol yakıtları ile çalışan bir motorda RCCI yanmasını optimize etmişlerdir. Optimizasyon çalışmalarına bağlı olan metanolun enerji miktarı, EGR, enjeksiyon başlangıcı, silindir içi basınç ve sıcaklık ile parametrik bir çalışma gerçekleştirmişlerdir. Bu parametrelerin yakıt verimi, tutuşma zamanlaması, emisyonlar üzerindeki etkileri analiz edilmiştir. Deney sonuçları ilk sıcaklık ve EGR nin motor performansı ve emisyonlar üzerinde en büyük etkiye sahip olduklarını göstermiştir. Lokal zengin ve yüksek sıcaklık karışım bölgelerinde metanol miktarı ve enjeksiyon zamanlaması NOx emisyonlarını önemli oranda azaltmaktadır. Yüksek metanol miktarı ve avansa alınmış enjeksiyon zamanlaması ile gerçekleşen RCCI yanması yakıt veriminin artmasına ve emisyonların azalmasına neden olduğunu görmüşlerdir. Aynı zamanda EGR oranının azalması ve ilk sıcaklığın artması düzensizlik yoğunluğunu monoton bir şekilde artmasına neden olduğunu görmüşlerdir. Optimum çözümler için daha yüksek giriş basıncı ve % 27 ile % 40 arasında değişen EGR miktarları belirlenmiştir. Reitz ve Duraisamy [22] yüksek verimli daha temiz içten yanmalı motorlar üzerinde gelişmeleri incelemişlerdir. Dempsey ve arkadaşları tarafından yapılan çalışmada [23] HCCI, RCCI ve PPC yanma türlerinin silindir basıncı ve ısı dağılımı üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. RCCI yanması HCCI ve PPC yanması ile karşılaştırıldığında daha uzun yanma süresi ve daha düşük basınç artış oranının olduğu görülmektedir. Referans yakıt ile yapılan deneylerde RCCI ile en düşük yanma veriminin elde edildiğini görmüşlerdir. Daha düşük yanma verimine rağmen RCCI yanmasında indike verim daha az ısı kaybından dolayı daha yüksek olduğunu görmüşlerdir. Can ve arkadaşları [24] tek silindirli HCCI-DI motorunda ön karışımlı benzinin yanma ve emisyonlar üzerindeki etkilerini incelemişlerdir. Ön karışımlı benzin yakıt oranını % 10, %20 ve % 30 şeklinde değiştirdikleri çalışmada dizel yakıtı ile elde edilen sonuçlarla karşılaştırmışlardır. Deneylerde iki aşamalı yanma görmüşler, birinci aşama yanma safhasında silindir basıncının ve ısı dağılımının arttığını gözlemlemişlerdir. Bununla birlikte NOx ve is emisyonları % 16 ve % 65 oranında azaldığını, HC ve CO emisyonlarının arttığını görmüşlerdir. Bu çalışmada dört zamanlı, dört silindirli RCCI bir motor PRF20 yakıtı ile çalıştırılarak enjeksiyon zamanlaması ve lamdanın (ÜÖN dan 100, 80, 60, 50, 40, 30, 20 KA önce) yanma ve performans karakteristikleri üzerindeki etkileri deneysel olarak araştırılmıştır. Yakıt enerjisinin % 20 si porttan geriye kalan % 80 i direkt silindir içerisine sevk edilmiştir. Bu amaçla deney motoru 1000 d/d da, λ=2.2, λ=1.9, λ=1.7 lamda değerlerinde çalıştırılarak silindir basıncı, ısı dağılımı, indike ortalama efektif basınç, çevrimsel farklılıklar, yanma verimi ve maksimum basınç artış oranı gibi yanma karakteristiklerinin değişimi incelenmiştir. 2.MATERYAL VE YÖNTEM Deneyler Michigan Technological University de, Advanced Power System Research Center da gerçekleştirilmiştir. Dört silindirli, dört zamanlı, 2 L hacmindeki GM Ecotec benzinli motor RCCI yanma modunda 1000 d/d motor devrinde çalıştırılmıştır. Deney motorunun teknik özellikleri Tablo 1 de görülmektedir. Deney motoru 460 BG gücünde ayarlanabilir AC dinamometreye bağlanmış, motor yükü ve devri kontrol edilmiştir.yakıt sistemi için harici yakıt pompası ve elektrikli motor kullanılmıştır. Emme havası giriş sıcaklığı emme manifold ve gaz kelebeği arasına monte edilen hava ısıtıcısı ile kontrol edilebilmektedir. Deney düzeneğinin şematik görünümü Şekil 1 de görülmektedir. Tablo 1.Deney motorunun teknik özellikleri Model GM Ecotec LHU Gen I Silindir çapı x Strok [mm] 86 x 86 Silindir sayısı 4 Silindir hacmi [L] 2.0 Sıkıştırma oranı [mm] 9.2:1 Biyel kolu uzunluğu [mm] Maksimum güç d/d] 270 Yakıt enjeksiyon sistemi Benzinli direkt enjeksiyon Supap sistemi Üstten çift eksantrik, 4 supaplı

122 302 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ahmet UYUMAZ, Hamit SOLMAZ Şekil 1. Deney düzeneğinin şematik görünümü Yanma analizi için silindir içi basınç PCB piezotronics marka 115A04 model basınç transdüseri ile ölçülmüştür. Ölçülen silindir içi basınç DSP marka 1104CA model şarj amplifikatörü ile yükseltilmiş ACAP yanma analiz sisteminde işlenmiştir. Deney motoruna 1 KA aralığı hassasiyetinde ölçüm yapabilen enkoder bağlanmıştır. Yakıt tüketimi 1700 model Micro Motion yakıt akış metresi ile ölçülmüştür. Yakıt tüketimi kütlesel olarak milligram cinsinden ölçülmüştür. Yakıt geri dönüşü Micro Motion sisteminden önce bulunmakta yakıt geri dönüşü hesaplanmak zorunda kalınmamaktadır. RCCI motor dspace MicroAutoBox ve RapidPro üniteleri kullanılarak kontrol edilmiştir. Değişken supap zamanlaması, enjeksiyon zamanlaması, gaz kelebeği konum, EGR gibi parametrelerin kontrolünü içeren motor yönetim sistemi için MATLAB Simulink modeli geliştirilmiş ve kullanılmıştır. dspace ünitesi emme ve egzoz kamların fazını, yakıt hat basıncını, gaz kelebeği konumunu, lamdayı, krank açısını ve EGR supabı pozisyonunu ölçebilmektedir. Termokupl, basınç transdüseri ve dinamometre kontrolü için sırasıyla NI TB 4353, NI PXI 6225 and NI PXI 6722 modüllerini içeren National Instrument PXIe 1078 chassis sistemi kullanılmaktadır. Elde edilen verilerin görüntülenmesi için Lab VIEW arayüzü kullanılmıştır. Silindir içi ham basınç verilerini kullanarak yanma analizini gerçekleştiren MATLAB kodu geliştirilmiştir. Hacimsel verim, fren torku, özgül yakıt tüketimi, indike ortalama efektif basınç (imep), indike termik verim, yanma verimi, basınç artış oranı, ısı dağılımı ve kümülatif ısı dağılımı hesaplanabilmektedir. Bu çalışmada ısı dağılımı termodinamiğin birinci kanunu esas alınarak, ideal gaz kanununa göre hesaplanmıştır. Yanma verimi ise bir çevrim boyunca toplam ısı dağılımının yakıt tarafından üretilen ısıya oranlanması ile hesaplanmıştır [25-29]. Isı dağılımı ve yanma verimi eşitlik (1) ve (2) ile hesaplanmıştır. dq heat dq k dv 1 dp P V d k 1 d k 1 d d (1) dq dq, d Bu eşitlikte, heat ve sırasıyla ısı dağılımı, silindir duvarlarına transfer edilen ısıyı, krank açısı değişimini ve özgül ısıların oranını göstermektedir. tyson gr tybas dq d d (2) yanma mf QLHV Burada ty ve krank açısına bağlı olarak yanma baş başlangıcını ve sonunu, dqgr krank açısına bağlı olarak d toplam ısı dağılımını, Q yakıtın alt ısıl değerini, LHV m bir çevrimde silindire sürülen yakıt miktarını ifade f etmektedir. ty son Deneylerde emme portundan izooktan, direkt silindir içerisine n-heptan yakıt püskürtülerek motor RCCI modda çalıştırılmıştır. Bu noktada yakıt enerjisinin % 20 si porttan geriye kalan % 80 i direkt silindir içerisine sevk edilmiştir. Deneylerde kullanılan yakıtların özellikleri Tablo 2 de görülmektedir. k

123 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ahmet UYUMAZ, Hamit SOLMAZ 303 Tablo 2. İzooktan ve n-heptan yakıtlarının özellikleri [30] İzooktan n-heptan Araştırma oktan sayısı Kimyasal formülü C8H18 C7H16 Molekül ağırlığı [gr/mol] Yoğunluk [kg/m C] Kaynama noktası [K] Alt ısıl değeri [kj/kg] PRF20 yakıtı ile yapılan deneylerde deney şartları ise Tablo 3 de verilmiştir. Tablo 3. Deney şartları Yakıt Porttan enjeksiyon Direkt enjeksiyon Motor yükü PRF20 % 20 izooktan % 80 n-heptan Tam yük Motor devri [d/d] 1000 Emme havası giriş sıcaklığı [ C] 40 Lamda 2.2, 1.9, 1.7 Egzoz supabı kapanma zamanlaması [ÜÖN dan önce, KA] 22 Emme supabı açılma zamanlaması [ÜÖN dan önce, KA] 22 Enjeksiyon zamanlaması [ÜÖN dan önce, KA] 100, 80,60,50,40,30,20 3. DENEY SONUÇLARI Deneysel sonuçların analizi enjeksiyon zamanlamasının RCCI yanma karakteristikleri üzerindeki etkilerini daha iyi anlamak için gerçekleştirilmiştir. Yakıt özellikleri RCCI yanmasının seyrini ve salınan ısı dağılımını oldukça etkilemektedir. Şekil 2 de RCCI yanmasında enjeksiyon zamanlamasının silindir basıncına ve ısı dağılımına etkileri görülmektedir. Enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça her bir lamda değeri için maksimum silindir basıncının arttığını ve avansa alındığını söylemek mümkündür. Benzer şekilde ortaya çıkan ısı miktarında da artış görülmüştür. Enjeksiyon zamanlamasının avansa alınması ile daha homojen bir karışım konsantrasyonunun elde edilebilmesi için yanma odasında yeterli zamanın olduğu görülmektedir. Isı dağılımı eğrileri incelendiğinden iki aşamalı ısı dağılımının olduğu görülmektedir. Bununla birlikte lamda azaldıkça elde edilen maksimum silindir basıncının ve ısı dağılımının arttığı görülmektedir. Yanma odasındaki daha yüksek yakıt konsantrasyonu açığa çıkan ısı miktarının artışına neden olmakta karışım zenginleştikçe silindir basıncının ve ısı dağılımının arttığı görülmüştür. Geç enjeksiyon ile homojen karışım elde edilememekte, yanma kalitesi ve net iş azalmaktadır. Bu doğrultuda enjeksiyon zamanlaması RCCI yanmasının seyrini direkt olarak değiştirmektedir.

124 304 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ahmet UYUMAZ, Hamit SOLMAZ rötara alındığı görülmüştür. Püskürtmenin çok fazla avansa alınması durumunda silindir içi sıcaklık ve basınç düşüktür. Püskürtmenin yapıldığı anda yanma odasındaki düşük sıcaklık ve basınçtan dolayı tutuşmanın oluşması için gerekli termodinamik şartlar elde edilememekte ve yanma daha geç başlamaktadır. Karışımın zenginleşmesi sonucu yanma odasında daha yüksek konsantrasyonda bulunan yakıt molekülleri ile oksijen molekülleri daha önce buluşarak yanmanın avansa alınmasını sağlamışlardır. Enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça yanma süresi tüm lamda değerleri için azalmaktadır. Homojen karışımın daha önce yanma odasında elde edilmesi yanmanın daha kısa sürede gerçekleşmesine neden olmaktadır. Benzer şekilde karışım zenginleştikçe yanma süresi kısalmaktadır. Şekil 2. RCCI yanmasında enjeksiyon zamanlamasının silindir basıncına ve ısı dağılımına etkileri Motor performans parametresi göstergelerinden biri olan indike ortalama efektif basınç (imep) bir çevrim boyunca piston üzerine uygulanan basınçların ortalamasını göstermektedir. İndike ortalama efektif basıncın enjeksiyon zamanlamasına göre değişimi Şekil 3 de görülmektedir d/d da RCCI yanma modunda yapılan deneylerde enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça imep değerlerinin arttığı görülmektedir. Enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça karışım konsantrasyonunun reaktivitesi iyileşmekte, daha yüksek imep değerleri elde edilmektedir. Maksimum imep ÜÖN dan önce 80 KA enjeksiyon zamanlamasında λ=1.7 lamda değerinde 5.69 bar olarak belirlenmiştir. Aynı enjeksiyon zamanlamasında λ=1.9 ve λ=2.2 değerlerinde sırasıyla 5.51 bar ve 4.92 bar imep elde edilmiştir. Şekil 3 de görüldüğü gibi karışım zenginleştikçe silindir içine sürülen yakıt enerjisinin artışına bağlı olarak imep artmıştır. Şekil 3. İndike ortalama efektif basıncın değişimi Şekil 4. RCCI yanmasında enjeksiyon zamanlaması ve lamdanın yanma başlangıcı ve yanma süresine etkileri Şekil 5 de enjeksiyon zamanlaması ve lamdanın KA50 ve indike termik verim üzerindeki etkileri görülmektedir. KA50 ile termik verim arasında yakın bir ilişki bulunmaktadır. Daha yüksek termik verim için KA50 değeri ÜÖN dan hemen sonra elde edilmelidir [25-33]. Yanma başlangıcına benzer olarak KA50 değeri enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça azalmıştır. ÜÖN dan önce 60 KA enjeksiyon zamanlamasına kadar KA50 değeri azalmış bu değerden sonra bir miktar artış göstermiştir. KA50 değerinin ÜÖN dan sonra geç elde edilmesi sonucu indike termik verimin azaldığı görülmektedir. Şekil 5 de görüldüğü gibi 60, 80, ve 100 KA enjeksiyon zamanlaması değerlerinde KA50 ÜÖN dan hemen sonra elde edilmiş ve indike termik verim artış göstermiştir. Bu noktada KA50 ile indike termik verim arasında güçlü bir uyumun olduğu görülmüştür. Maksimum indike termik verim 80 KA enjeksiyon zamanlaması ve λ=2.2 lamda değerinde % olarak hesaplanmıştır. Yanma analizinde en önemli parametrelerden bazıları yanma başlangıcı ve yanmanın süresidir. Krank açısına göre yanma başlangıcı yanmanın seyrini önemli derecede etkilemektedir. Şekil 4 RCCI yanmasında enjeksiyon zamanlaması ve lamdanın yanma başlangıcı ve yanma süresine etkilerini göstermektedir. Yanma başlangıcı 50 KA enjeksiyon zamanlamasına kadar avansa alınmaktadır. Ancak enjeksiyon zamanlaması daha fazla erkene alındığında tüm lamda değerleri için yanmanın

125 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ahmet UYUMAZ, Hamit SOLMAZ 305 Şekil 5. Enjeksiyon zamanlaması ve lamdanın KA50 ve indike termik üzerindeki etkileri ÜÖN dan önce 60, 80, 100 KA enjeksiyon zamanlaması değerlerinde λ=1.9 ve λ=1.7 ile yapılan deneylerde KA50 değerinin ÜÖN dan önce elde edildiği görülmektedir. Bununla birlikte karışım zenginleştikçe indike termik verimin azaldığı görülmektedir. 80 KA enjeksiyon zamanlamasında λ=1.9 ve λ=1.7 lamda değerlerinde sırasıyla % ve % indike termik verim hesaplanmıştır. Şekil 6 RCCI yanmasında yanma veriminin değişimini göstermektedir. Enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça yanmanın kalitesi iyileşmekte ve yanma verimi artmaktadır. Erken enjeksiyon ile karışımın reaktivitesi ve homojenliği iyileşmekte, yanma verimi artmaktadır. Yanma sonu ürünleri yanma veriminin artışına bağlı olarak lamda arttıkça azalmaktadır [25-27]. Şekil 6 da görüldüğü gibi lamda arttıkça yanma verimi artmaktadır. 7 de görüldüğü gibi tüm enjeksiyon zamanlaması ve lamda değerlerinde çevrimsel farklılıklar % 10 değerini aşmamıştır. 80 KA enjeksiyon zamanlaması değerine kadar tüm lamda değerlerinde çevrimsel farklılıkların arttığı görülmektedir. 100 KA enjeksiyon zamanlamasında çevrimsel farklılıkların bir miktar azaldığı görülmüştür. RCCI uygulamasında PRF20 kullanılması durumunda toplam enerjinin % 80 i kısmi direkt enjeksiyon ile silindir içerisine verilmektedir. N- heptanın buharlaşma yeteneği benzine göre daha düşüktür. Püskürtme avansı arttıkça yakıtın buharlaşabilmesi için daha çok zaman kalmaktadır. Bu durumda silindir duvarından kaybolan ısı miktarı azalarak yakıtın buharlaşması için harcanmaktadır ve daha homojen bir karışım elde edilebilmektedir. Ancak düşen silindir içi sıcaklık nedeniyle yanma başlangıcı değişmekte ve bunun sonucunda çevrimsel farklılıkların 80 KA enjeksiyon zamanlamasına kadar arttığı daha sonra azaldığı düşünülmektedir. Aynı zamanda 100 KA enjeksiyon zamanlamasında yakıtın daha homojen bir karışım oluşturarak çevrimsel farklılıkları azalttığı düşünülmektedir. Şekil 7. Çevrimsel farklılıkların değişimi Şekil 6. RCCI yanmasında yanma veriminin değişimi Şekil 8 de RCCI yanmasında enjeksiyon zamanlaması ve lamdanın maksimum basınç artış oranına etkileri görülmektedir. Enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça maksimum basınç artış oranı artmaktadır. Daha önce hazırlanan karışım kompozisyonu ve homojen karışım ile yanma kalitesi artmakta basınç artış oranı artış göstermektedir. 100 KA enjeksiyon zamanlamasında, λ=2.2, λ=1.9 ve λ=1.7 lamda değerlerinde sırasıyla 5.99 bar/ KA, 6.57 bar/ KA ve 7.36 bar/ KA maksimum basınç artış oranları belirlenmiştir. Bununla birlikte karışım zenginleştikçe silindire sürülen yakıt enerjisinin artışına bağlı olarak maksimum basınç artış oranı artmıştır. Silindire alınan karışımın kompozisyonu, çevrimin başlangıcındaki basınç ve sıcaklık ve karışımın termodinamik özellikleri çevrimden çevrime farklılıkların oluşmasına neden olmaktadır. Meydana gelen çevrimsel farklılıklar motorun kararsız çalışmasına neden olmaktadır. Stabil yanmanın gerçekleşebilmesi için çevrimsel farklılıkların % 10 u geçmesi istenmeyen bir durumdur [25-27]. Şekil 7 enjeksiyon zamanlaması ve lamda değerlerinin imep değerlerine bağlı çevrimsel farklılıklar üzerindeki etkilerini göstermektedir. Şekil

126 306 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ahmet UYUMAZ, Hamit SOLMAZ RCCI dq dq heat Reaktif kontrollü sıkıştırma ile ateşlemeli Isı dağılımı Silindir cidarlarına transfer edilen ısı d Q gr Toplam ısı dağılımı Şekil 8. RCCI yanmasında enjeksiyon zamanlaması ve lamdanın maksimum basınç artış oranına etkileri 4. SONUÇ Bu çalışmanın amacı enjeksiyon zamanlaması ve lamdanın RCCI yanma ve motor performans karakteristiklerine etkilerinin deneysel olarak incelenmesidir. Enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça maksimum silindir basıncının arttığı ve RCCI yanmasının avansa alındığı görülmüştür. Bununla birlikte ısı dağılımı enjeksiyon zamanlamasının avansa alınmasıyla artmıştır. Karışımın fakirleşmesi sonucu elde edilen maksimum silindir basıncı ve ısı dağılımı değerlerinin azaldığı görülmüştür. Deney sonuçları enjeksiyon zamanlaması erkene alındığında indike termik verimin arttığını göstermiştir. Maksimum indike termik verim 80 KA enjeksiyon zamanlaması ve λ=2.2 lamda değerinde % olarak hesaplanmıştır. Karışım zenginleştikçe indike termik verimin azaldığı belirlenmiştir. İndike termik verime benzer şekilde yanma verimi enjeksiyon zamanlaması avansa alındıkça artmıştır.sonuçta enjeksiyon zamanlaması ve lamdanın RCCI yanması üzerinde büyük bir etkiye sahip olduğu, yanma fazının kontrol edilebileceği görülmüştür. SEMBOLLER AC BG BTDC CO CH4 DME HC HCCI imep k KA m n f NOx PCCI PPC PRF Alternatif akım Beygir güç Üst ölü noktadan önce Karbon monoksit Metan Di-metil eter Hidrokarbon Homogen dolgulu sıkıştırma ile ateşlemeli İndike ortalama efektif basınç Özgül ısıların oranı Krank açısı Bir çevrimde silindire sürülen yakıt miktarı Motor devri Azot oksit Ön karışım dolgulu sıkıştırma ile ateşlemeli Kısmi ön karışımlı yanma Birincil referans yakıt Q LHV P V yanma Yakıtın alt ısıl değeri Silindir basıncı Silindir hacmi Krank mili açısı Lamda Yanma verimi ty baş ty son ÜÖN TEŞEKKÜR Krank açısına bağlı olarak yanma başlangıcı Krank açısına bağlı olarak yanma sonu Üst ölü nokta Bu çalışmanın yapılabilmesi için Hamit SOLMAZ 2219/A Doktora sonrası araştırma bursu kapsamında Tübitak tarafından desteklenmiştir. Ayrıca deney düzeneğinin kurulması için United States National Science Foundation (Grant No: ) tarafından finansal destek sağlanmıştır. Yazarlar Tübitak ve United States National Science Foundation a teşekkür eder. KAYNAKLAR [1] Uyumaz, A., An experimental investigation into combustion and performance characteristics of an HCCI gasoline engine fueled with n-heptane, isopropanol and n-butanol fuel blends at different inlet air temperatures, Energy Conversion and Management, 98: , (2015). [2] Çınar, C., Uyumaz, A., Polat, S., Yılmaz, E., Can, Ö., Solmaz, H., Combustion and performance characteristics of an HCCI engine utilizing trapped residual gas via reduced valve lift, Applied Thermal Engineering, 100: , (2016). [3] Cinar, C., Uyumaz, A., Solmaz, H., Sahin, F., Polat, S., Yılmaz, E., Effects of intake air temperature on combustion, performance and emission characteristics of a HCCI engine fueled with the blends of 20% n-heptane and 80% isooctane fuels, Fuel Process Technol, 130:275 81, (2015). [4] Cinar, C., Uyumaz, A., Solmaz, H., Topgül, T., Effects of valve lift on the combustion and emissions of a HCCI gasoline engine Energy Conversion and Management 94: , (2015).

127 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ahmet UYUMAZ, Hamit SOLMAZ 307 [5] Zhang, Y., He, BQ., Xie, H., Zhao, H., The combustion and emission characteristics of ethanol on a port fuel injection HCCI engine, SAE International Technical Papers, [6] He, B-Q., Yuan, J., Liu M-B, Zhao H., Combustion and emission characteristics of a n-butanol HCCI engine, Fuel, 115:758 64, (2014). [7] Godino, JAV, Garcia, MT, Aguilar, FJJ-E, Trujillo EC., Numerical study of HCCI combustion fueled with diesel oil using a multizone model approach, Energy Conversion and Management, 89:885 95, (2015). [8] Yang, C, Zhao, H. Naturally aspirated and boosted controlled auto-ignition combustion with positive valve overlap in a four-stroke gasoline engine, Int J Engine Res, 14: , (2013). [9] Kim, MY, Lee, JH, Lee, CS., Combustion characteristics and NOx emissions of a dimethylether-fueled premixed charge compression ignition engine, Energy Fuels 22: ,(2008). [10] Liu, HF., Xu, J., Zheng, ZQ, Li, SJ, Yao, MF., Effects of fuel properties on combustion and emissions under both conventional and low temperature combustion mode fueling 2,5- dimethylfuran/diesel blends, Energy, 62:215-23, (2013). [11] Kokjohn, SL, Hanson, RM, Splitter, DA, RD., Experiments and modeling of dual-fuel HCCI and PCCI combustion using in-cylinder fuel blending, SAE; paper [12] Kokjohn, S.L., Hanson, R.M., Splitter, D.A., Reitz, R.D., Experiments and modeling of dual-fuel HCCI and PCCI combustion using in-cylinder fuel blending, SAE Int. J. Engines (2009), [13] Hanson, R.M., Kokjohn, S. L., Splitter, D.A., Reitz, R.D., An experimental investigation of fuel reactivity controlled PCCI combustion in a heavyduty engine, SAE Int. J. Engines (2010), [14] Papagiannakis, R.G., Hountalas, D.T., Experimental investigation concerning the effect of natural gas percentage on performance and emissions of a DI dual fuel diesel engine, Appl. Therm. Eng. 23 (3) (February 2003) [15] Ansari, E., Poorghasemi, K., Khoshbakht Irdmousa, B., Shahbakhti, M. et al., "Efficiency and Emissions Mapping of a Light Duty Diesel - Natural Gas Engine Operating in Conventional Diesel and RCCI Modes," SAE Technical Paper , 2016, doi: / [16] Çelik, M., Combustion, performance and exhaust emission characteristics of organic based manganese addition to cotton methyl ester, Applied Thermal Engineering, 108, , [17] Liu,J., Yang, F.,Wang, H., Ouyang, M., Numerical study of hydrogen Addition to DME/CH4 dual fuel RCCI engine, International Journal of Energy, 37, , (2012). [18] Saxena, S., Bedoya, I.D., Fundamental phenomena affecting low temperature combustion and HCCI engines, high load limits and strategies for extending these limits, Progress in Energy and Combustion Science, 39, , (2013). [19] Benajes, J., Molina, S., García, A., Belarte, E., Vanvolsem, M., An investigation on RCCI combustion in a heavy duty diesel engine using incylinder blending of diesel and gasoline fuels, Applied Thermal Engineering, 63, 66-76, (2014). [20] Liu, H., Wang, X., Zheng, Z., Gu, J., Wang, H., Yao, M., Experimental and simulation investigation of the combustion characteristics and emissions using n- utanol/biodiesel dual-fuel injection on a diesel engine, Energy, in-press,(2014) [21] Li, Y., Jia, M., Chang, Y., Liu, Y., Xie, M., Wang, T., Zhou, L., Parametric study and optimization of a RCCI (reactivity controlled compression ignition) engine fueled with methanol and diesel, Energy 65, , (2014). [22] Reitz, R.D., Duraisamy, G., Review of high efficiency and clean reactivity controlled compression ignition (RCCI) combustion in internal combustion engines, Progress in Energy and Combustion Science, in-press, (2014) [23] Dempsey, A., Walker, N., Gingrich, E., Reitz, RD., Comparison of low temperature combustion strategies for advanced compression ignition engines with a focus on controllability, Combust Sci Technol, 86(2):210-41, (2014). [24] Can O., Cinar C., Sahin F., "Effects of Premixed Gasoline Charge on HCCI-DI Engine Combustion and Exhaust Emissions, Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University, 24, 2, , (2009). [25] Zhao, H., HCCI and CAI engines for the automotive industry. Cambridge England: Woodhead Publishing Ltd; (2007). [26] Heywood, J. B., Internal combustion engine fundamentals, New York: McGraw- Hill; (1988). [27] Stone, R., Introduction to Internal Combustion Engines, 1999;Macmillan Press Ltd, ISBN ,Tesseraux, I.; Toxicoll, Lett., 2004, 149,

128 308 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Ahmet UYUMAZ, Hamit SOLMAZ [28] Polat, S., Kannan, K., Shahbakhti, M., Uyumaz, A., Yücesu, H.S., An Experimental Study for the Effects of Supercharging On Performance and Combustion of an Early Direct Injection HCCI Engine, Second International reserch conference on Engineering, science and management, Dubai, [29] Çınar, C., Uymaz, A., Polat, S., Solmaz, H., Yılmaz, E.,Influence of Residual Gas Fraction on Performance and Combustion Characteristics in HCCI Engine with Reduced Valve Lift, Second International research conference on Engineering, science and management, Dubai, [30] Anonymous, 2,2, Trimethylpentane-compound summary, PubChem Compound. USA: National Center for Biotechnology Information26 March Identification and Related Records, 2005 (Retrieved March 2012). [31] Tsurushima, T., A new skeletal PRF kinetic model for HCCI combustion, Proceedings of the Combustion Institute, 32: , (2009). [32] Amano, T., Morimoto, S., Kawabata, Y., Modeling of the Effect of Air/Fuel Ratio and Temperature Distribution on HCCI Engines, SAE Technical Paper , [33] Sjöberg, M., Edling, L., Eliassen, T., Magnusson, L., Angstrm, H., GDI HCCI: Effects of Injection Timing and Air Swirl on Fuel Stratification, Combustion and Emissions Formation, SAE Technical Paper , 2002.

129 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Hızlı Prototip Oluşturmada Karşılaşılan Problemler Ve Çözüm Önerileri* H. Rıza BÖRKLÜ 1,, A. Kıvanç YILDIRIM 2, H. Kürşad SEZER 1 1 Gazi Üniversitesi Teknoloji Fakültesi Endüstriyel Tasarım Mühendisliği Bölümü, Ankara/TÜRKİYE 2 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Eğitimi Anab. Dalı YL Öğrencisi, Ankara/TÜRKİYE ÖZ Başvuru: 23/08/2016 Kabul: 11/10/2016 Hızlı Prototip Oluşturma (HPO, Rapid Prototyping - RP), Bilgisayar Destekli Tasarım (CAD) verisinden ince tabakalar şeklinde fiziki nesneler üretmeyi amaçlar. Böylece oluşan gerçek modeller çeşitli iş ve işlemlerde kullanılabilir (çeşitli testler, boyut kontrolü, döküm model, müşteriye teklif/sunu, prototip ve hatta gerçek parça vb.). Son yıllarda bu alanda birçok teknoloji ve yöntem geliştirilmiştir. Bunlar arasında: Stereolitografi (optik üretim, foto katılaştırma vb. de denebilir), Seçici Lazer Sinterleme, Ergiyik Birikimli Modelleme, 3B baskı (3 Boyutlu baskı), Katmanlı Nesne İmalatı, Çok Püskürtmeli Modelleme, Lazerle yapılan Net Biçimlendirme vb. gösterilebilir. Bu teknoloji ve yöntemler ile kolay, hızlı, ucuz ve otomatik modeller geliştirilebilir. Ancak, uygulama esnasında ise bazı özel ve genel problemlerle karşılaşılabilir. Bu tür problemler arasında; karmaşık ve büyük parçaları modelleme, demontaj, ölçü tamlığı, yüzey hassasiyeti, işlem hızı vb. gibileri gösterilebilir. Bu makalede hızlı prototip oluşturma esnasında karşılaşılan özel ve genel problemler ele alınacak ve çözüm yolları tanıtılacaktır. Anahtar kelimeler: Hızlı prototip oluşturma, 3B Baskı, Tersine mühendislik. ABSTRACT Problems Encountered During The Rapid Prototyping And Their Solution Proposals Rapid Prototyping (RP) is intended to produce physical objects as thin layers from Computer Aided Design (CAD) data. Real models produced this way can be used in a variety of business and operations (various tests, dimensional control, casting models, customer offers / presentations, prototypes and even real parts and so on.). Many technologies and methods have been developed in this area in recent years. These include: Stereolithography (can be termed as optical production, photo-solidification and so on), Selective Laser Sintering, Fused Deposition Modelling, 3D printing, Laminated Object Manufacturing, Multi-jet Modelling, Laser Net Shaping and so on. With this technology and methods, easy, fast, inexpensive and automatic models can be developed. However, some specific and general problems may be encountered during the application. Such problems are; complex and large parts modelling, disassembly, dimensional accuracy, surface accuracy, processing speed, and so on. In this paper, general and specific problems encountered during the rapid prototyping will be discussed and solutions will be introduced. Keywords: Rapid prototyping, 3D Printing, Reverse engineering. İletişim yazarı, rborklu@gazi.edu.tr *Bu çalışma, 5-7 Mayıs 2016 tarihleri arasında İstanbul da gerçekleşen International Symposium on 3D Printing Technologies (3D- PTS2016) kongresinde sunulmuştur.

130 310 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Hızlı Prototip Oluşturma (HPO), CAD verisinden ince tabakalar şeklinde gerçek parça / nesne üretmede kullanılan bazı teknolojileri içermektedir. Bu teknolojilerle hızlı 3B prototipler oluşturulabilir ve böylece de gerçek model üzerinde çalışma (test, boyut kontrolü vb.) mümkün olur. Ayrıca kalıp ve gerçek parçalar da yapılabilir. Özellikle küçük parti üretimlerinde çok faydalı olabilir. Burada hızlı ifadesi CAD verisinden makineye hızlı geçişi belirtir (çabuk üretimi değil). HPO nun genel avantajları şöyle belirtilebilir [1, 2]: Hemen her tasarıma uygulanabilir ve tam otomatik yapılabilir. Kullanımı oldukça kolaydır ve çok az ön / son işlem gerekir. Prototip maliyeti az olur ve farklı tasarım seçenekleri kolay elde edilebilir. Gerçek model hataları kolay kontrol edilebilir. Genel dezavantajları ise [1, 2]: Genel hassasiyet < 0,1 mm olur. Malzeme özelliklerine bağlı ürün çok kırılgan olabilir ve bazen de son işlem gerekir. Eğimli bir yüzey bazı tabakalardan oluşacağı için basamaklar olur (merdiven etkisi). HPO teknikleri, şu işlem adımlarını içerir [2, 3]: 1. Bir CAD model oluşturmak (tasarım / 3B tarama yaparak) 2. CAD verisini STL formatına dönüştürmek (STL- Standart Üçgenlere bölme Dili). Hassasiyet STL sayısına bağlı artabilir ama dosya da büyür. 3. STL dosyasının tanımladığı nesne profilini kesit şeklinde tabakalara ayırmak. 4. (Gerekirse) Bir destek yapısı oluşturmak (bu sonra imha edilir). 5. İnce tabakalar şeklinde modeli otomatik oluşturmak. 6. Son işlem uygulamak (bitirme / temizleme, destek yapısını çıkartma vb.) yılında Dr. Kodama bu alanda ilk patente Japonya da başvurmuş ama yarım kalmıştır. Sonra aynı amaçlı ilk patent C. Hull tarafından Steroliografi Aparatı -SLA- için 1986 da alınmıştır -ki Hull 1983 te SLA makinesini yapmış ve 3D Systems firmasını da kurmuştur. Aynı firma bu alanda faaliyet gösteren halen en büyük kuruluştur. 3D Systems, ilk ticari HPO sistemi SLA-1 i 1987 de tanıtmış ve 1988 de satışa sunmuştur. Yine 1987 de C. Deckard, Seçici Lazer Sinterleme (SLS) için patent başvurusu yapmış ve 1989 da almıştır. DTM bu patentin lisansını almış ama sonra 3D Systems e devretmiştir. Yine 1989 da S. Crump (Stratasys in kurucusu), Ergiyik Birikimli Modelleme (FDM) için patent başvurusu yapmıştır. Aynı zamanda 1989 da Almanya da EOS GmbH kurulmuştur (lazer sinterlemede uzman). Bu firma şu anda kaliteli endüstriyel 3B baskı oluşturma ve üretim uygulamaları ile ünlüdür. Bu firma ilk Stereos sistemini 1990 da satmış ve Doğrudan Metal Lazer Sinterleme (DMLS) işlemini de geliştirmiştir. Aynı yıllarda diğer 3B baskı ve işlemler geliştirilmiştir. Yani; Balistik Partikül İmalatı (BPM), Katmanlı Nesne İmalatı (LOM), Katı Zemin Oluşturma (SGC) ve 3B baskı. 90 lı yıllarda mevcut HPO firmalarından sadece 3D Systems, EOS ve Stratasys ayakta kalabilmiştir. 90 lı ve 2000 li yıllarda bu alanda birçok Ar-Ge faaliyeti yürütülmüş ve yeni teknolojiler geliştirilmiştir. Özellikle bunlar: Hızlı Kalıp Yapımı, Hızlı Döküm ve Hızlı İmalatı içerir. Bu yıllarda birçok yeni firma kurulmuştur. Kaynak alanında da çalışmalar yapılmıştır[4, 5]. Bu teknolojilerin tümü artık Eklemeli İmalat (Eİ / AM) olarak anılmaktadır. Bu teknolojilerin genel bir tasnifine ait bir şema Şekil 1 de görülmektedir. Eİ teknolojileri, 3B hızlı modeller oluşturmada kullandıkları malzeme yapılarına göre, şu üç gruba ayrılır [3]: Sıvı bazlı, Katı bazlı ve Toz bazlı. Bunlardan sıvı bazlı olan da ergime (FDM) ve polimerleşme (SL/SLA, Ployjet/MJM) şeklinde iki alt gruba ayrılmaktadır. Katı bazlı malzeme sadece LOM işleminde kullanılmaktadır. Toz bazlı malzeme ise ergime ve bağlama şeklinde kullanılmaktadır. Bunlardan ergime; SLS, EBM (Elektron Işın Ergitmesi) ve LENS teknolojilerinde uygulanmaktadır. 3DP ve Prometal ise bağlamaya dayalı Eİ teknolojisi içermektedir. Bu alandaki çalışmalarda şu iki husus vurgulanabilir [6, 7]: 1. Bu teknoloji hala çok pahalı ve böylece; çok kıymetli, yüksek düzeyli mühendislik gerektiren ve pahalı parçalara uygundur. 2. Bazı 3B baskı imalatçıları Kavram Modelleyici geliştirmektedir. Bu sistemler kavram geliştirme ve işlevsel prototip oluşturmada kullanılır (büroya uygun, kolay kullanılabilir ve ekonomik sistemler). Fiyat artışına bağlı olarak baskı kalitesi, hız ve malzemeler de iyileşmektedir sonrası fiyatlar çok düşmüş ve kullanım yaygınlaşmıştır sonrası ise malzeme birikimli sistemler artmış ve ucuzlamıştır den sonra yeni ve meşhur markalar görülmektedir [5, 6]. Bu makalenin bundan sonraki kısımları şu şekilde düzenlenmiştir. 2. Bölümde mevcut ve yaygın kullanılan Eİ/HPO teknolojilerin genel ve kısa bir tanıtımı yapılacaktır. 3. Bölümde ise bu teknolojilerde karşılaşılan problemler belirtilecek ve bunların giderilmesi veya etkilerinin azaltılması yönünde önerileri sunulacaktır. Son bölümde ise araştırma bulguları kısaca değerlendirilecek ve yeni çalışma istikametleri vurgulanacaktır.

131 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER 311 Şekil 1. Eklemeli İmalat teknolojilerine ait genel bir tasnif şeması [3]. (Figure 1. A general classification scheme of additive manufacturing) 2. MEVCUT Eİ/HPO TEKNOLOJİLERİ (EXISTING AM/EP TECHNOLOGIES) Eİ ve/veya HPO amaçlı birçok teknolojik yöntem kullanılmaktadır. Halen 10 dan fazla ticari Eİ/HPO işlemi ve 5 in üzerinde kavram modelleme işlemi vardır. Plastik, seramik, metal ve ağaç benzeri kâğıt malzemelerden nesneler oluşturabilen birçok ticari teknik vardır. Bunlar şöyle sıralanabilir [1, 2, 8]: 1. Stereolitografi (SL / SLA) 2. Seçici lazer sinterleme (SLS) 3. Ergiyik birikimli modelleme (FDM) 4. 3B Baskı (3DP 3 Boyutlu Baskı) 5. Katmanlı nesne imalatı (LOM) 6. Çok püskürtmeli modelleme (MJM) 7. Lazerle yapılan net biçimlendirme (LENS) Bu teknolojilerin genel tanıtımları ve önemli özellikleri aşağıda daha ayrıntılı olarak açıklanacaktır Stereolitografi - SL / SLA (Stereolithography) Stereolitografi (SLA-Stereolitografi Aparatı), 3D Systems Inc. tarafından 1987 de piyasaya sürülmüş ve şu ana dek en fazla kullanılan HPO yöntemi olmuştur (Bu yöntem; optik üretim / imalat, foto katılaştırma, katı serbest biçim üretimi, katı görüntüleme, HPO, reçine baskı ve 3B-baskı olarak da anılır). Bir reçine banyosunda istenen alana etki ettirilen lazer ışını ile işlem yapılır (Şekil 2). Tabakalar tamamlandıkça, daha önce işlemden geçen alan üzerine sıvı reçine akması için alçalır. Bir silecek üst taraftaki fazla reçineleri temizler. Bu işlem nesne oluşana dek sürer. Arkasından nesne sıvıdan çıkartılır, reçine süzülür ve bir çözücüde yıkanarak atıklardan temizlenir. Sonra UV-fırına konan nesne üzerindeki tüm reçineler katılaşır. İşlem süresi, toleranslar ve yüzey kalitesi tabaka kalınlığına bağlıdır. Bu kalınlık ise 0,05-0,5 mm arasında değişir [1, 2]. Şekil 2. Stereolitografi işleminin şematik olarak gösterimi [11]. (Figure 2. Schematic representation of stereolithography process) Vat Polimerizasyonu, stereolitografi ile prototip yapma işlemini ifade eder de C. Hull tarafından geliştirilmiş ve 3D firması ile de ticari hale dönüşmüştür. Stereolitografi prosesi: 1) Vektörel tarama (noktasal), 2) Alan (yüzey) izdüşümü ve 3) İki fotonla polimer oluşturma (hassas nokta) şeklinde olur. (1) ve (3) üncü yöntemler, nokta tarayan lazer ışını; (2) de ise büyük bir ışın radyasyonu Dijital mikro mirror denen (DMD) bir aletle desenlenir ve tüm katman tek bir işlemle yapılır. (1) ve (2) de yeni reçine sağlama gerekir; (3) de parça reçine içinde yapılır ve reçine kaplama gerekmez. İki foton durumunda, fotopolimerizasyon iki lazer ışını kesişim noktasında olur. İki foton vat polimerizasyonunda fotobaşlatıcının çözünerek polimerizasyonu başlatması için iki fotona ihtiyacı vardır. Bu iki foton ihtiyacının sonucu olarak çözünürlük son derece artar. Çünkü aynı fotobaşlatıcı molekülüne iki fotonun çarpmasını sağlamak için gerekli foton yoğunluğunu sağlayacak enerji yoğunluğu sadece lazerin merkezinde çok ince bir alanda yeterince yüksektir. Dolayısıyla 200 nm yada daha küçük detay mümkün olur. Kompleks mikro parçalar üretilebilir. Örneğin Şekil 3 deki model 13 dk gibi bir sürede üretilmiştir [27]. Modelin kabuk kısmı iki foton polimerizasyonu ile ve iç kısımlar ise UV ışınlar ile tek adımda oluşturulmuştur. Fotopolimer tank içinde bir noktayaiki lazer ışını etkirse aynı işlemolur.bu yaklaşımda odaklanmış lazer ışınları kesiştiklerinde foton yoğunluğu fotopolimerizasyon için yeterli olur.

132 312 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER Toz halinde yüzeyoluşması Kontrol için birçok değişken bulunması Destek gerekmemesi şeklinde belirtilebilir. 1 Şekil 3. İki foton polimerizasyonu ile üretilen boğa modeli. Ölçek çubuğu 1 µm [34] (Figure 3. Bull model fabricated by two photon polimerization. The size scale bar is 1 µm) SLA makinelerinde; tekrar kaplama, platform, lazer ve optik kontrol sistemi gibi altsistemlere ayrılır. Bu tekniğe ait özellikler [9, 10]: Katılaşma işlemi süresine bağlı çarpıklıklar oluşması Üretilen parçaların kırılgan olması Destek yapıları gerekmesi Katılaşmayan malzemenin zehirli olması vb. şekilde özetlenebilir. Bu teknolojinin diğer Eİ teknolojilerine göre iki ana avantajı; hassasiyet (parça doğruluğu) ve yüzey kalitesidir. Parça genelde orta derecede mekanik özelliklere sahiptir. Bu özellikleriyle parçalar;biçim (şekil),montaj ve biraz da işlevsel prototipler olarak kullanılır Seçici Lazer Sinterleme SLS (Selective Laser Sintering) 1989 da Teksas Üniversitesi nde geliştirilmiştir. İşlem, bir platform üzerine ince toz katman serilmesi ve ergime sıcaklığına yakın ısıtılmasına dayanır (Şekil 4). Daha sonra ise bir karbondioksit yada fiber lazeribu toz malzemeyi biraz daha ısıtarak ergitir. Bu şekilde süren ve tekrarlayan işlem nesneyi ince tabakalar şeklinde oluşturur (0,10-0,15 mm kalınlıkta). Lazer yeni tabakaya etki ettiğinde, bir önceki katmanı ergitir ve yapıştırır.oluşturulan nesne oda sıcaklığına kadar soğutulur, aşırı ve artık tozlar fırçayla temizlenir ve sonra da nesne toz malzemeden çıkartılarak işlem tamamlanır. Parça kumlanaraksinterlenmemiş tüm partiküller temizlenir. Nesneyi çevreleyen partiküller, destek malzemesi işlevi yapar ve böylece de ilave bir destekyapısınagerek duyulmaz. Ayrıca bu yöntemle aynı sürede birden fazla nesne(parça) oluşturulabilir. Atık tozlar tekrar kullanılabilir ama iyi kalite elde etmek için yeni malzeme ile karıştırılması önerilir. Bu işlemde kullanılan malzemeler; genelde naylon, cam katkılı naylon ve polyesterdir. Bu yöntem, metal ve seramik nesneler ve doğrudan takım uçları üretiminde bile kullanılabilir. Seçici lazer sinterlemeyönteminin özellikleri[1-3,10]: Fonksiyonel parça yapıldığından son malzeme kullanılması İyi mekanik özelliklere sahip olması (oluşturma konumuna bağlı) Şekil 4. Seçici Lazer Sinterleme işleminin şematik gösterimi [10]. (Figure 4. Schematic representation of laser sintering process) Şekil 5. Seçici Lazer Sinterleme ileüretilmiş bazı parçalar. (Figure 5. Various parts fabricated by Selective Laser Sintering) 2.3. Ergiyik Birikimli Modelleme FDM (Fused Deposition Modelling) Ergiyik birikimli modelleme, ikinci en yaygın kullanılan hızlı prototip oluşturma işlemidir ve Strasys tarafından geliştirilmiştir. Bir spiralden çözülen plastik bir iplik tel, merdane başlığa yollanır, burada da ısıtılır ve küçük bir memeden çıkartılır (Şekil 4). Merdane başlık, numune tablasına monte edildiği için, gerekli geometri bir defada tek tabaka olarak oluşturulabilir. Ergimiş plastik, birikip alt tabakaya yapıştıktan sonra katılaşır. Destek malzemesi de benzer şekilde diğer ekstrüzyon (çekme) kafasından yayılır.üzerinde nesne oluşturulan platform, bir tabaka kalınlığı kadar indirilir. Tüm sistem ısıtılan bir fırın odasında yer alır ve burası polimer camlaşma sıcaklığı üzerinde normal bir sıcaklıkta tutulur. Gerilmeler normalleşeceği için bu durum işlemin daha iyi kontrolünü sağlar. SLA işlemindeki gibi fazlalık unsurların desteklenmesi gerekir.ticari olarak mevcut suda çözünebilir destek malzemeleri bu son adımı kolaylaştırır. Destekleri ayırmak için en uygun metod malzeme özellikleri farklı

133 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER 313 destek malzemesi kullanmaktır. Örneğin bir çözücü kullanarak parça malzemesini etkilemeden destek malzemesi uzaklaştırılabilir. Bunun için ekstrüzyon temelli makinanın iki ekstrüzyon kafası olmalıdır. Görsel olarak farklı ikincil bir malzeme modeldeki farklı içerikleri göstermek içinde kullanılabilir, Şekil 7. ABS, polikarbonat ve polisülfür genelde FDM işleminde kullanılan malzemelerdir.fdm tekniğine ait özellikler [1, 2, 11]: Sessiz çalıştığı için bürolarda kullanılabilmesi Oldukça hızlı küçük parçalar oluşturması İyi mekanik özelliklerelde edildiği için fonksiyonel parça üretmeye uygun olması Birçok malzeme kullanılması vb. gibi belirtilebilir. Şekil 6. Ergiyik Birikimli Modelleme işleminin şematik gösterimi (FDM) [11]. (Figure 6. Schematic representation of Fused Deposition Modelling process) olarak bağlanır. Bu sıvı çok kanallı püskürtme kafası tarafından iki boyutlu bir desene (modele) biriktirilir. Mevcut tabaka tamamlandığında, bir tabaka kalınlığı kadar platform aşağı iner ve böylece yeni katman oluşturulabilir. Bu işlem, toz yatağında tüm nesne şekillenene dek tekrarlanır. İşlem bittiğinde nesne kaldırılır ve fazlalık tozlar temizlenir, narin yeşil nesne ortaya çıkar. Mekanik özellikleri iyileştirmek için diğer bir malzeme ile parça filtre edilir.çevredeki toz partiküller fazlalık unsurları desteklediği için ek destekler gerekmez. Bağlayıcı maddeye renk eklemek sureti ile nesne her renkte oluşturulabilir. Nişasta/kola, alçı, ilaç (belirli dozda tıbbi ürün), seramik ve metaller, 3B baskı için genelde kullanılan malzemelerdir.düşük maliyetli yazıcılar alçı (dayanım, ve maliyet daha yüksektir) yada nişasta bazlı toz ve su bazlı bağlayıcı kullanırlar. Nişasta yada polimer tozlarla parçalar görsel prototipler yada hafif iş fonksiyonel protipler olarak ve hassas dökümde desen olarak kullanılabilir. Toz olarak silis ve döküm kumu kullanarak bağlayıcı püskürten makinalarda kum dökümde kullanılan kalıp ve maça yapımı mümkündür. Metal tozlarda fonksiyonel prototipler yada üretim parçaları yapılabilir. Bu parçalar özellikle otomotiv ve ağır sanayide kalıp modeli yapmada kullanılır. Şekil 9 da ExOne firmasının metal parçalar ve döküm kumundan kum döküm kalıbı ve maçaları yapan makinalarında üretilmiş bir enjeksiyon kalıbı görülmektedir. Burada soğutma kanalları yüzeye yakın dolaştırılmıştır. Özellikle sıcak nokta olarak tahmin edilen yerlerde yoğunlaşmıştır. Konvansiyonel işlemede soğutma kanalları düz delik olarak delinir. Bu teknoloji ile yaklaşık her şekil ve konfigürasyonda soğutma kanalları tasarlanabilir. Bu yöntem lazerin toz partiküllerini eriterek parça kesitlerini oluşturduğu SLS prosesine benzerdir. Parça malzemesinin çoğunluğu toz yatağında toz formundadır, çok az kısmı yazıcı kafasından püskürtülür. Bu proses lazer gibi yüksek güçlü enerji kaynağı kullanmadığından yüksek yığma hızına düşük maliyetle ulaşmak mümkündür. Sınırlı çözünürlük ve yüzey kalitesi olması ve narin nesneleri filtre etme ihtiyacı dezavantaj olarak sayılabilir [1-3, 12]. Şekil 7. FDM teknolojisiyle üretilmiş medikal model - iki farklı malzeme kullanılmış [2]. (Figure 7. Medical model fabricated by FDM technology used two different materials) B Baskı - 3DP (3D Printing) Bazı ders kitaplarında üç boyutlu baskı (3B) ifadesi, tüm hızlı prototip oluşturma işlemleri için kullanılır. Burada MIT te geliştirilen işlem tanıtılacaktır. Bu işlemde toz tabakası bir platform üzerine serilir (Şekil 8). Bu partiküller bir sıvı yapışkan vasıtasıyla seçime bağlı Şekil 8. 3B Baskı işleminin şematik gösterimi [12]. (Figure 8. Schematic representation of 3D Printing process)

134 314 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER durumu ve hassasiyet, benzer diğer yöntemler kadar iyi değildir, ancak nesneler ağaç gibi özelliklere sahiptir ve aynı işlemlere tabi tutulabilir.levha laminsayonu temelli, farklı malzemeler kullanan benzer teknolojiler mevcuttur. Solidimension firması (İsrail) LOM konseptini alıp geliştirerek PVC plastik levhalar için ticari prototipleme sistemi geliştirmiştir. Bu makinalarda destek malzeme alt bölümlere ayrılmıştır ve fazla malzeme için, destek ayırımında kolaylık sağlayan özel kesme ve yapıştırma desenleri kullanılır, Şekil 11. Bu teknik tipik olarak az miktarda büzülme, distorsiyon ve kalıntı gerilmeli parçalar yapabilmektedir. Kağıt hammadde kullanıldığından polywood ahşap benzeri ürün elde edilir ve malzeme, makine ve işlem maliyeti nispeten azdır. Ayrıca ek katılaşma gerekmemesi ve büyük parça yapılabilmesi bu teknolojinin tipik özelliklerindendir [2, 3, 10]. Ancak kağıt malzeme için nem emilimi ve aşırı aşınmayı önlemek için kaplama gerekir ve manuel destek ayırmadan dolayı küçük detaylı parça yapımı zordur. Şekil 9.3B Baskı teknolojisiyle üretilenenjeksiyon kalıbı(koruyucu soğutma kanallı)[2]. (Figure 9. Injection mold with conformal cooling channels fabricated by 3D Printing) 2.5. Katmanlı Nesne İmalatı LOM (Laminated Object Manufacturing) Katmanlı nesne imalatında, arka tarafında polietilen kaplaması olan bir yaprak kâğıt (bir rulodan beslenen), bir platforma yerleştirilir (Şekil 10). Bu kaplama, ısıtılmış bir silindir tarafından ergitilir, böylece de kâğıt platforma yapıştırılır. Arkasından, bir karbondioksit lazer nesnenin kesit ve sınırlarını (alanını) kesip çıkartır. Aynı zamanda lazer alan içindeki modeli (deseni) çevreleyen tarama işaretleri veya küpleri de oluşturur. Bu küpler, model için bir destek yapısı görevi ifa eder. Lazer bir tabakadaki işlemleri bitirdiğinde yeni bir kâğıt yaprakdevreye girer.işlem tamamlandığında, model bir kâğıt bloku şeklinde elde edilir. Tüm çevreleyen küpler çıkartıldığında, bitirilmemiş parça zımparalanır.kâğıt malzemenin nem ve sıcaklıktan etkilenmesi ve zarar görmesi, model kaplanarak azaltılabilir. Son yüzey Şekil 10. Katmanlı Nesne İmalatı işleminin şematik gösterimi [10]. (Figure 10. Schematic representation of Laminated Object Manufacturing Process) (a) (b) (c) Şekil 11. Solidimension makinası ile golf topu yapma:a) İç bölgedeki topları ayırma, b)topların etrafındaki destek malzemesini çıkartma, c) Fazla destek malzemesinin tamamen ayırma[2]. (Figure 11. Fabrication of golf balls using a Solidimension machine showing: (a) seperating the balls still encased in a central region (b) pull-away the excess material (c) complete removal of excess support material)

135 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER Çok Püskürtmeli Modelleme MJM (Multi Jet Modelling) Çok püskürtmeli modellemede, ardışık, ince tabakalarda malzeme damlacığı biriktirecek birçok baskı başlığı kullanılır. İki önemli MJM tekniği vardır:termojet, 96 elemanlı bir baskı başlığı, mum damlacıklarını biriktirir (Şekil 12). Oldukça hızlı üretim yaptığındanbu sistemlermühendislik ve tasarım bürolarındaki çabuk şekillendirme çalışmaları(kavram modelleme) içinkullanılmaktadır. Ancak, mum modeller aynı zamanda hassas dökümlerde ana modeller olarak da kullanılabilir. Şekil 13 de erime sıcaklığının 10 derece üstünde (80 derece) ısıtılmış balmumu yazdırma örneği görülmektedir µm kalınlığında katmanlar üst üste yazdırılmak suretiyle elde edilen modelde işlem damlacık boyutu, damlacık hızı ve çizgiler arası boşluk parametrelerinin değişimiyle kontrol edilmektedir.ikinci yöntem (Invision), bir baskı başlığı iki ayrı malzeme püskürtür. Bunlar; akrilik esaslı bir UVduyarlıfotopolimer model malzemesi ve modele destek sağlayacak mum benzeri bir malzemedir. Modeller oldukça kaliteli olduğundan, üretim hız (ve yüzey işlem) uygulamaları, ön prototiplerden kavram öneri maketleri veya satış modellerine kadar değişir.ticari makinalarda balmumu ve akrilik esaslı fotopolimerler kullanılmakla birlikte araştırma bazında diğer polimerler, metal ve seramik malzemelerde kullanılmıştır[29-31].yaygın damlacık oluşturma metodlarında yazdırılabilir viskozite eşik değeri cp olarak belirlenmiştir. Yüksek viskoziteli bir akışkan püskürtülebilmesi için viskozitesinin düşürülmesi gerekir. Bunun için ısı yada sıvı içinde başka kimyasal yada bileşen kullanılır. Mükemmel yüzey kalitesi ve karmaşık parça üretiminin mümkün olması, lazer kullanan sistemlere göre daha hızlı ve ucuz olması çok püskürtmeli modelleme tekniğinin avantajlı özellikleri arasında sayılabilir [1-3, 13]. Viskozite sınırlaması, malzeme püskürtmede damlacık oluşumunun en sıkıntılı tarafıdır. Yüksek viskozite problemine en çok kullanılan çözüm malzemeyi viskozitesi kabu edilebilir değere düşene kadar ısıtmadır. Şekil 12. Çok Püskürtmeli Modelleme işleminin şematik gösterimi [13]. (Figure 12. Schematic representation of multi jet modelling process) Şekil 13. MJM ile üretilmiş balmumu dişli ve akrilik fotopolimer medikal modeller [28,33]. (Figure 13. Wax gear and acrylic photopolymer models fabricated by multi jet modelling) (a) Şekil 14. MJM ile üretilmiş (a) Zirkonia dikey duvar desni ve (b) Alümina fan [32]. (Figure 14. Zirconia vertical walls (a) and alumina impeller (b) fabricated by MJM) (b)

136 316 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER 2.7. Lazerle Yapılan Net Biçimlendirme LENS (Laser Engineered Net Shaping) LENS de bir lazer ışığı, bir metal alt malzemeye yansıtılarak üst yüzeyde ince bir ergiyik havuzu elde edilir. Arkasından bir biriktirme kafasından, ergiyik havuzuna metal (toz veya ince tel) sağlanır (Şekil 15). Tarama şeklinde platform hareket ettirilerek nesneye ait her bir tabaka oluşturulur. Ergiyik havuzunu atmosferik oksijenden koruyamak ve daha iyi yüzey akışkanlığı ile tabakalar şeklinde yapışma sağlamak içinatıl bir gaz kullanılır.tam yoğunluklu metal parçalar (paslanmaz çelik, alüminyum, bakır, krom-demir alaşımı, titanyum vb.) LENS le yapılabilir. Hatta malzeme oluşumunu dinamik olarak değiştirmek bile mümkündür -ki bu durum geleneksel imalat yöntemlerinden üstün özellikte nesneler oluşturur. Üretilen parçalar net biçimlendirmeye yakın olmakla birlikte genelde ek işlemlere ihtiyaç olur. LENS uygulamaları, enjeksiyon kalıp parçaları ve türbin kanatları gibi hava araç parçalarını içerir, Şekil 16.Komponentlerin performans ve servis ömrünü artırmak için korozyon ve aşınmaya dayanıklı metallerle kaplamada da kullanılır (Ti biyomedikal implantların TiC kaplanması gibi).lens ile gerçek (metal) parçalar üretilebilir ve mikroyapı kontrolü mümküdür (sadece toz besleme karışımı ve işlem parameterelerindeki değişim ile malzeme kompozisyonu ve katılaşma oranı değiştirilerek özel mikroyapılar elde eilir)[1-3, 14]. Yüksek yoğunlukta parçalar üretilmesine karşın yüzey kısmi erimiş tozların yapışmasından dolayı genelde gözenekli olur. Ayrıca proses oldukça yavaştır (tipik olarak g/saat). Daha yüksek hızlarda çözünürlük ve yüzey pürüzlülüğünde bozulma olur. Şekil 15. Lazerle Yapılan NetBiçimlendirme (LENS) işleminin şematik gösterimi [14]. (Figure 4. Schematic representation of LENS process) Şekil 16. LENS ile üretilen parçalar (Figure 16. Part fabricated by LENS) 2.8.Eİ/HPO Teknolojilerinin Genel BirKarşılaştırması(A general comparison of AM/RP Technologies) Eİ ve/veya HPO teknolojilerine ait genel bir tasnif daha önce yapılmış ve Şekil 1 de verilmişti. Burada kullanılan malzeme yapıları esas alınmış ve sıvı, katı ve toz bazlı olarak üçe ayrılmıştı. Diğer önemli bir mukayese ise işlem hızı, hacim ve tolerans parametrelerine göre yapılabilir. Burada referans alınan [7] nolu kaynağa göre: İşlem hızı (litre/saat olarak) en hızlı yöntem STL, en büyük hacim olarak LOM ve en hassas toleranslar ise SLS yöntemi ile elde edilmektedir (bu kaynakta LENS yer almamakta, yerine EBM bulunmaktadır) [15-17].

137 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER 317 Şekil 17.Eİ/HPO teknolojileriniişlem hızı, hacim ve tolerans parametrelerine göre karşılaştırma[7]. (Figure 17. Comparison of AM/RP technologies according to processing speed, volume and tolerance parameters) İncelenen Eİ/HPO teknolojilerinin daha ayrıntılı bir tasnif ve karşılaştırılması ise Çizelge 1 de verilmektedir (Bu çalışma [18] nolu kaynaktaki 4 tekniği içeren karşılaştırmayı 7 ye çıkartmaktadır). Bu karşılaştırma çalışmasına göre genelde LENS metalik (belirli oranda 3DP ve LOM da), diğerleri ise metal dışı malzemeler kullanmaktadır. Çekme dayanımı yine LENS ile oluşturulan parçalarda en iyidir. Çözünürlük açısından SLA, MJM ve LENS teknolojileri; ince cidarlı modeller oluşturmada ise sadece LENS iyidir. Kaliteli yüzey elde etmek için genelde ek ve ikinci işlemler gerekmektedir. Gerçek parça yapımı ve seri üretim de sadece LENS yöntemi ile mümkündür. Tüm bu teknolojilerde üretim süresi hala oldukça zaman almaktadır. Üretim maliyeleri de makul düzeyde olmayıp nispeten SLA ve 3DP teknolojilerinde ucuzken, LENS te ise pahalıdır [19]. Çizelge 1. İncelenen Eİ/HPO teknolojilerininçeşitli açılardan karşılaştırılması - [18] den uyarlanmıştır. (Table 1. Comparison of AM/RP technologies from various angles - adoped from [18]) Eklemeli İmalat/Hızlı Prototip Oluşturma Teknolojilerinin Karşılaştırılması Kriter / Teknik SLA-1 SLS-2 FDM-3 3DP-4 LOM-5 MJM-6 LENS-7 UV işlemli Lazer işlemli Alçı toz + sıvı Kağıt, UV işlemli Kullanılan Malzeme fotopolimer naylon yapışkan plastik vb. fotopolimer Plastik, ABS, PC, PPSF vb. Çelik, bakır, ali. titan. vb. Çekme Dayanımı Vasat Zayıf Vasat Zayıf Zayıf Vasat İyi Çözünürlük İyi Vasat Zayıf Vasat Vasat İyi İyi İnce cidar Vasat Vasat Zayıf Vasat Zayıf Vasat İyi Tolerans İyi Vasat İyi Vasat Vasat İyi İyi Yüzey Kalitesi İkinciYüzey Kalitesi Ek yüzey işlemi Boyama Tampon baskı Kaplama Ek yüzey işlemi Boyama Tampon baskı Kaplama Sınırlı Boyama Tampon baskı Kaplama Ek yüzey işlemi Boyama İnfiltrasyon (reçine emdirme) Ek yüzey işlemi Boyama Kaplama Ek yüzey işlemi Boyama Tampon baskı Kaplama İşlevsel Örnekler Yok Yok Sınırlı Yok Yok Yok Var Tasarım Kanıtlama Var Var Var Var Var Var Var Metale Uygulanabilme Yok Yok Yok Var Var Yok Var Çok Malzemeli Parça Yok Yok Yok Yok Var Var Var Kalıp Gerektirme Yok Yok Yok Yok Yok Yok Yok Seri Üretim İşi Yok Yok Yok Yok Yok Yok Var Üretim Günü , Parça Maliyeti $$ $$$ $$$ $$ $$$ $$$ $$$$ İyi Zımpara Kaplama 3. Eİ/HPO TEKNOLOJİLERİNİNGENEL PROBLEMLERİ VE ÇÖZÜM ÖNERİLERİ (GENERAL PROBLEMS OF AM/RP TECHNOLOGİES AND SUGGESTİONS FOR SOLUTİON) Bu çalışma kapsamında tanıtılan Eİ/HPO teknolojilerinin uygulanması esnasında birçok genel ve özel problemler ile karşılaşılabilir. Çizelge 2 de olası bu tür problemler ve bunlara ait çözüm önerileri verilmektedir. Her bir özel teknolojide karşılaşılan sorunlar belirli ölçüde farklılıklar göstermekle birlikte genelde bunlar; işlem hızı, yüzey kalitesi, parça dayanım veya kırılganlığı, hassasiyet, maliyetler, ek veya yüzey işlemleri vb. şekilde özetlenebilir. İncelenen teknolojilerden SLA, sıvı reçineden tabakalar şeklinde modeli oluşturma ve fırında

138 318 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER sertleştirmeyi içerir. Zayıf, kırılgan olur ve destek malzemesi gerekir. SLS, bir zemin üzerine tozu serme, ısıtarak ergitme, yapıştırma ve soğutarak katılaştırmaya dayanır. Yüzey kalitesi iyi olmaz, destek gerekmez ve birçok malzeme kullanılabilir. FDM ise plastik teli merdane başlıkta ısıtarak ergitme, zemin üzerine yayma ve soğutarak katılaştırmayı içerir. Sessiz ve hızlı çalışır, destek gerekir ve birçok malzeme kullanılabilir. 3DP de toz tabaka bir platforma serilir, bir yapışkanla bağlanır ve sonra desen üzerinde biriktirilir. Yüzey kalitesi iyi olmaz ama birçok malzeme kullanır ve geniş bir uygulama alanı vardır. LOM, rulo halindeki kağıt yaprağı bir platforma yerleştirme, silindir ile ısıtarak ergitme ve lazerle kesilen deseni oluşturma esasına dayanır. Yüzey kalitesi iyi olmaz, ek işlem gerekir ve büyük parça yapılabilir. MJM, küçük damlacıklar şeklinde modeli oluşturma ve sertleştirmeyi içerir. İyi yüzey kalitesi, hızlı işlem ve karmaşık model ütme mümkündür. Son olarak LENS te ise metal malzeme lazerle ergitilir, zemine yayılır ve katılaşır. Gerçek parça üretilir, birçok malzeme kullanılır ve ek işlem gerekir [20-26]. Çizelge 2. Eİ/HPO teknolojilerinin genel problemleri ve çözüm önerileri [20-26]. (Table 2. General Problems of AM/RP technologies and suggestions for solution) Eİ/HPO Teknolojilerinin Genel Problemleri ve Çözüm Önerileri T Karşılaşılan Problemler Çözüm Önerileri SLA-1 SLS-2 FDM-3 3DP-4 LOM-5 MJM-6 LENS-7 Zayıf/kırılgan olduğu için işlevsel testler yapılamaz Katılaşma süresi ve güneşe maruz kalmaya bağlı parçalar bozulabilir Karmaşık modeller yapılır ama üretilemeyebilir Alternatifi malzeme kullanımı sınırlıdır Destek yapıları ve ek işlemler gerekir Katılaşmayan malzeme zehirli olabilir Toza dayalı olduğundan parça yüzeyleri pürüzlü olur Zayıf mekanik özellikleri olduğu için (konuma bağlı) işlevsel testler yapılamaz Toz şeklinde fazla reçine çeşidi yoktur Model ve imalat parçaları arasında fark olabilir Tozu ısıtmak parçayı soğutmak gerekir Zehirli gaz oluşabilir İşlem yavaş ve yüzey kalitesi kötüdür Model veimalatparçaları arasında fark olabilir Kırılgan unsurlar için parça konumu önemlidir Düşey doğrultuda dayanım zayıftır Mevcut malzeme termoplastiklerle sınırlıdır Malzeme çeşidi sınırlı Çözünürlük düzeyi kötü (en kötü) Yetersiz mekanik özellikler Genelde kâğıt malzeme kullanılır ve karmaşık parçalar zor yapılır Model kısa zamanda bozulabilir Genelde ateş zarar verebilir Atık malzemeyi çıkartmak zor olur Düşey oluşum diğer teknolojiler kadar iyi değil Alternatif malzeme çeşidi sınırlı Rutubette karşı sızdırmazlık önlemi gerekli Zayıf dayanımlı plastik malzeme İmalatı değerlendirme mümkün değildir Damlacık malzeme birikmesi kontrolü Yüzey kalitesi kötüdür ve genelde ek işlem gerekir Mekanik özellikler zayıftır Maliyet yüksektir Model yapısını güçlendirecek malzeme geliştirilmeli Katılaştırma süresini kısaltacak karışımlar geliştirilmeli ve mevcut ürünler güneşte fazla bırakılmamalı veya kaplama yapılmalı İmal durumunu değerlendirecek yazılım geliştirilmeli Alternatif malzeme geliştirilmeli Malzeme alanında iyileştirmeler yapılmalı Malzeme ile direk temas edilmemeli ve ortam temiz tutulmalı Hassas yüzeyli parçalarda tercih edilmemeli veya yeni işlemler(yüzeyi iyileştirecek) geliştirilmeli Model yapısını güçlendirecek malzeme geliştirilmeli veya uygun model yapım konumu seçilmeli Malzeme alanında araştırmalar yapılmalı Modeli imalat için değerlendirecek yazılım gerekli Isıtma/soğutma dengesi iyi ayarlanmalı Ortam temiz tutulmalı İşlem hızı, katman kalınlığı (yüzey kalitesi) ve malzeme alanında iyileştirmeler yapılmalı Modeli imalat için değerlendirecek yazılım gerekli Uygun model yapım konumu seçilmeli Uygun konum seçilmeli Malzeme geliştirme amaçlı araştırma yapılmalı Malzeme alanında araştırmalar yapılmalı Malzeme püskürten meme sık ve fazla olmalı Malzeme alanında araştırmalar yapılmalı Karmaşık model yapımında kullanılmamalı ve malzeme geliştirme amaçlı araştırma yapılmalı Ek işlem hemen yapılmalı Ateş veya sıcak ortamlardan uzak durulmalı Model yapım aşamasında işlem planlama yapılmalı Uygun konum seçilmeli Malzeme geliştirme amaçlı araştırma yapılmalı Model kaplanmalı veya boyanmalı Malzeme geliştirme amaçlı araştırma yapılmalı Malzeme püskürten meme sık ve fazla olmalı Yüzey gerilimi artırıcı malzeme geliştirilmeli İnce malzeme toz tanecikleri geliştirilmeli Malzeme geliştirme amaçlı araştırma yapılmalı Maliyeti azaltma çalışmaları yapılmalı

139 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ H. Rıza BÖRKLÜ, A. Kıvanç YILDIRIM, H. Kürşad SEZER SONUÇ (CONCLUSIONS) Bu makalede Eİ/HPO teknolojileri alanında yapılan teorik bir çalışma sunulmaktadır. Önce bu teknolojilerin genel tanıtım, gelişmesi ve önemi ele alınmıştır. Daha sonra günümüzde halen yaygın olarak kullanılan 7 farklı yöntem tek tek ve daha ayrıntılı olarak incelenmiştir. Bunların genel ve temel özelliklerini çeşitli açılardan karşılaştıran ve değerlendiren bir çalışma yapılmıştır. Son olarak da incelenen bu Eİ/HPO teknolojilerinin kullanımları esnasında karşılaşılan çeşitli problemler belirlenmiş ve bunların giderilmesi veya etkilerinin azaltılması amaçlı çözüm önerileri geliştirilmiştir. Bu çalışmanın konuya ilgi duyan ve öğrenmek isteyen araştırmacılara temel düzeyli bilgi sağlayacağı, bu alanda akademik çalışma yapmak isteyenlere kılavuzluk edecek genel bir referans görevi ifa edeceği umulmaktadır. KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Raja, V. and Fernands, K.J. (Editors), Reverse Engineering An Industrial Perspective,Springer, London, UK, [2] Gibson, I., Rosen, D. and Stucker, B., Additive Manufacturing Technologies 3D Printing, Rapid Prototyping, and Direct Digital Manufacturing, Springer, 2 nd ed., London, UK, [3] Wong K.W. and Hernandez, A., A Review of Additive Manufacturing, ISRN MechanicalEngineering, Volume 2012, Article ID , 10 pages, [4] [5] [6] uring/rapid.htm [7] [8] [9] [10] Dolenc, A., An Overview of Rapid Prototyping Technologies in Manufacturing, Helsinki University of Technology, 1994 (source unknown). [11] ZjljY/Rapid_Prototyping_by_Layered_Manufacturi ng _powerpoint_ppt_presentation [12] dprototyping.pdf [13] [14] case-study-contents-what-is-rapid-prototyping-rp [15] [16] library/conferences/2012/kos/cirsys/cirsys- 42.pdf [17] v11a_rapidprototyping.pdf [18] whitepaper/prototyping%20white%20paper.pdf [19] Bandyopadhyay, A. and Bose, S. (Editors), Additive Manufacturing, CRC Press, USA, [20] Hausman, K.K. and Horne, R., 3D Printers for Dummies, John Wiley & Sons, Inc., Int. ed., [21] Gebhardt, A., Understanding Additive Manufacturing Rapid Prototyping, Rapid Tooling, Rapid Manufacturing, Hanser, USA, [22] Evans, M.A., The Integration of Rapid Prototyping Within Industrial Design Practice, PhD Thesis, Loughborough University, UK, [23] Vaezi, M., Seitz, H. and Yang, S., A review on 3D micro-additive manufacturing technologies, Int. J. of Adv. Man. Tech., Vol. 67, pp , [24] Herderick, E., Additive Manufacturing of Metals: A Review, Mat. Sci. & Tec, pp , [25] Thompson, S.M., Bian, L., Shamsaei, N. and Yadollahi, A., An overview of Direct Laser Deposition for additive manufacturing; Part I: Transport phenomena, modelling and diagnostics, Additive Manufacturing, pp , [26] Thompson, S.M.et al., An overview of Direct Laser Deposition for additive manufacturing;part II: Mechanical behavior, process parameter optimization andcontrol, Additive Man., pp , [27] Kawata, S., Sun, H., Tanaka, T., Takada, K., Finer features for functional microdevices. Nature 412: [28] Feng W, Fuh J, Wong Y (2006) Development of a drop-on-demand micro dispensing system. Mater Sci Forum :25 30 [29] Tay B, Edirisinghe MJ (2001) Investigation of some phenomena occurring during continuous ink-jet printing of ceramics. J Mater Res 16(2): [30] Liu Q, Orme M (2001) High precision solder droplet printing technology and the state-of-theart. J Mater Process Technol 115: [31] Priest JW, Smith C, DuBois P (1997) Liquid metal jetting for printing metal parts. In: Solid freeform fabrication symposium, Austin, TX, Aug, pp 1 9 [32] Ainsley C, Reis N, Derby B (2002) Freeform fabrication by controlled droplet deposition of powder filled melts. J Mater Sci 37: [33] [34] Kawata S, Sun H, Tanaka T, Takada K (2001) Finer features for functional microdevices. Nature 412:

140 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) ÜNİVERSİTE İÇ ORTAMINDA ÖLÇÜLEN HALOJENLİ KALICI ORGANİK KİRLETİCİLERİN SEVİYELERİ Mihriban YILMAZ CİVAN 1, 1 Çevre Mühendisliği Bölümü, Kocaeli Üniversitesi, Umuttepe Kampüsü,41380 Kocaeli ÖZ Başvuru: 26/09/2016 Kabul: 02/11/2016 Bir üniversite kampüsünde farklı özelliklere sahip mikroçevrelerde (çevre ve mekatronik mühendisliği bölümünde bulunan laboratuvar ve sınıflar, hukuk fakültesinde bulunan sınıflar ve kütüphane) toplanan iç ortam tozlarında Poliklorlu Bifenil (PCB) ler ve Polibromlu Difenil Eter (PBDE) lerin ölçümü yapılmıştır. 2 kimya laboratuvarı, 2 bilgisayar laboratuvarı, 5 sınıf ve 2 kütüphane salonunda ölçülen ortalama Σ 14PBDE ve Σ 15PCB değerleri sırasıyla: 88,47, 613,71, 281,9 ve 152,79 ng g -1 ve 82,81, 205,62, 27,64 ve 67,94 ng g -1 dır. En yüksek konsantrasyona sahip izomer BDE-209 (ortalama: 173,56 ng g -1 ), daha sonra BDE-153 (ortalama: 15,83 ng g -1 ) ve BDE183 (ortalama:15,30 ng g -1 ) olarak belirlenmiştir. Diğer mikroçevrelere göre bilgisayar laboratuvarında yüksek PBDE ölçülmesinin sebebi bu kirleticilerin ihtiva edildiği mikroişlemcilerin ve eski bilgisayar kasalarının laboratuvarda bulunması olarak düşünülmektedir. Çevre laboratuvar-1 de yapılan deneyler ve kimyasal deposunun bulunması PCB seviyelerinin kaynağı olabileceği ancak bu kaynakların PBDE seviyelerini etkilemediği tahmin edilmektedir. PBDE/PCB oranının birden büyük olması binaların yapımında PCB içerikli malzemelerin kullanılmadığını göstermektedir. Anahtar kelimeler: İç ortam tozu, Poliklorlu Bifenil (PCB) ler ve Polibromlu Difenil Eter (PBDE) ler. ABSTRACT LEVELS OF HALOGENATED PERSISTENT ORGANIC POLLUTANTS IN THE INDOOR ENVIRONMENT OF A UNIVERSITY CAMPUS Concentration of Polybrominated diphenyl ethers (PBDEs) and polychlorinated biphenyls (PCBs) were detected in indoor dust of four different microenvironments (laboratories and classrooms in environmental and mechatronics engineering departments, classrooms in the faculty of law and library) in a university campus. The mean concentrations of Σ 14PBDEs and Σ 15PCBs in 2 chemical laboratories, 2 computer laboratories, 5 classrooms, 2 saloons of library were 88.47, , and ng g -1, and 82.81, , and ng g -1 for PBDEs and PCBs, respectively. BDE 209 was the most dominated congener with a mean value of ng g -1, followed by BDE 153 (mean:15.83 ng g -1 ) and BDE-183 (mean:15.30 ng g -1 ). The elevated concentrations of PBDEs and PCBs measured in computer laboratory indicated that the main sources of these congeners could be microprocessor packaging in computers, printed circuit boards and older computers cabinet treated with these pollutants. While the conducted chemical experiments and existince of chemicals stored in the chemical laboratory could be the source of PCBs, however, it is thought that they may not affect the levels of measured PBDEs in environmental laboratory. The PBDEs/PCBs >1 indicated that the current buildings were constructed after the use of PCB ban. Keywords: Indoor dust, Polybrominated diphenyl ethers (PBDEs), Polychlorinated biphenyls (PCBs). İletişim yazarı, mihriban.civan@kocaeli.edu.tr

141 322 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Mihriban YILMAZ CİVAN 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Sanayi devrimi ile birlikte kentleşmenin artması beraberinde yüksek binalarda toplu yaşamı gerektirmiştir. İnsanlar yüksek binalarda veya toplu olarak vakit geçirdikleri ortamlarda daha güvenli yaşayabilmeleri için çeşitli önlemler geliştirmişlerdir. Bunlardan birisi de hemen alev almayan ürünlerin üretilmesidir. İç ortamda bulunan ahşap veya plastikten yapılmış ürünler yangın sırasında hemen alev aldıkları ve zehirli gaz salınımı yaptıkları için yangını tetikleyip insanların güvenli bir şekilde ortamdan uzaklaşmalarına imkan vermemektedir. Bu sebeple yangına karşı dayanıklı olmayan/hemen tutuşan ürünlere kimyasallar ilave edilerek yangına karşı daha dirençli olmaları sağlanmıştır. Bu sayede yangını kontrol altına almak ve insanların güvenli bir şekilde tahliyesini sağlamak daha kolay hale gelmiştir. Yangın geciktirici olarak da tanımlanan bu kimyasallardan ilki Poliklorlu Bifeniller (PCB ler) dir. PCB ler ticari kullanım için üretilen ilk Kalıcı Organik Kirletici (KOK) grubu kirleticilerden biridir. Kimyasal kararlılığı yüksek ve yangına dayanıklı sentetik organik kimyasal olan PCB ler bir çok alanda kullanılan ürünlere ilave edilmiştir. Elektrikli ekipmanların, hidrolik makinelerin ve diğer uygulamaların yağlarına katkı olarak kullanılmıştır. PCB ler elektrik transformatörlerinde, kapasitörlerde yalıtım sıvısı olarak, sanayide ısı aktarımı sıvısı olarak ve ayrıca boya, karbonsuz kopya kağıtları, yalıtım ve bina malzemeleri, tebeşirler, yapıştırıcılar ve plastiklerde kullanılmışlardır [1, 2]. Kararlı yapılarından, olası kanserojen olmalarından, bağışıklık, üreme, sinir sistemine olumsuz etkilerinden, Hodgkin dışı lenfomaya (NHL) sebep olma ihtimallerinden ve endokrin bozucu özelliklerinden dolayı A.B.D de 1979 yılında ve Stokholm sözleşmesi ile de 2001 yılında üretimi yasaklanmıştır [3, 4]. Buna rağmen stoklarda bulunan kimyasalların kullanılması ve yasak öncesi üretilen ürünlerde bu kirleticilerin bulunmasından dolayı PCB lerin iç ortam emisyonları devam etmektedir. Ayrıca bazı çalışmalar boyalara renk vermek için yeni üretilmiş ürünlerde PCB lerin bulunduğunu ve bunların da iç ortam PCB seviyelerine katkıda bulunduğunu belirtmektedir [5]. Ülkemizde PCB kirleticilerin Tehlikeli Kimyasalların ve Ürünlerin Kontrolü Yönetmeliği, 1993 gereği üretimi, ithalat ve ihracatı durdurulmuştur [6]. Diğer KOK grubu kirleticiler gibi PCB ler de fotokimyasal ve mikrobiyal bozulmalara uğramadığı ve kalıcı özelliklerinden dolayı uzun süre iç ortamda kalabilmektedir. Kimaysal yapısı PCB lere çok benzeneyen Polibromlu Difenil Eter (PBDE) ler, PCB lerin zaralı etkilerinden dolayı yasaklanması ile üretilmeye başlanmış ve 1970 li yıllardan günümüze kadar yangın geciktirici olarak plastik, tekstil ürünleri, televizyon setleri, sentetik bina malzemeleri ve bilgisayar/beyaz eşya kasalarında kullanılmıştır. Malzemeye ilave edildiğinden ve kimyasal bir bağ oluşturmadığından dolayı bu kirleticiler zaman içinde malzemeden ortama salınırlar ve ortamda birikmeye başlarlar. Yapılan çalışmalarda; kanda, anne sütünde ve kordon kanında ölçülen PBDE seviyeleri ile çocuklarda birçok gelişimsel ve nörogelişimsel problemlerin ilişkisi olduğunu göstermektedir [7, 8]. Bu olumsuz sonucun temelinde PBDE kirleticilerin tiroid bezlerinin çalışmasını etkilemesi yatmaktadır. Tiroid hormonlarının düzeninin bozulmasından dolayı vücuttaki hemen hemen bütün dokuların fonksiyonları değişmekte ve dokuların zarar görmesi sonucunda vücutta bütün sistemlerin çalışmaları farklılaşmaktadır [9, 11]. Bu sebeple PBDE grubu kirleticiler lipofilik endokrin bozucular olarak tanımlanmaktadır [10]. Çevrede maruz kalınan bu kirleticilerin molekül ağırlıklarına ve halka yapısına göre penta bromo difenil etherler (Penta-BDE), okta bromo difenil etherler (Okta-BDE) ve deka bromo difenil etherler (Deka-BDE) olmak üzere piyasada üç ticari grubu vardır. Ülkemiz Stockholm Sözleşmesi ne 12 Ocak 2010 tarihinde taraf olmuştur. Ancak yasak öncesi üretilmiş ürünlerden PBDE lerin salınımı devam etmektedir. Türkiye de PBDE üretimi olmamış fakat PBDE içeren ürünler Stokholm sözleşmesine taraf olunmadan önce ithal edilmiştir. Ülkemizde hava, biota, anne sütü, pencere organik filmi, iç ortam havası ve iç ortam tozu gibi çevresel ortamlarda yapılan çalışmalarda PBDE lerin belirlenebilir düzeylerde gözlemlenmesi, söz konusu kimyasalların ülkemizde çevresel ortamlarda bulunduğunu göstermektedir [2]. Yalıtım malzemeleri binanın hava almasını engellediğinden, bu kimyasalları içeren malzemelerin iç ortamda sürekli bulunmalarından ve iç ortamda fotokimyasal/kimyasal/ mikrobiyolojik bozulmaların atmosfere göre daha yavaş olmasından dolayı iç ortam PCB ve PBDE seviyeleri dış ortama kıyasla daha yüksektir [1, 12]. İnsanların zamanlarının büyük bir kısmını iç ortamda geçirdikleri göz önüne alındığında (%87, kışın bu oran %93 lere kadar çıkmaktadır) bu kirleticilerin seviyelerinin tespitinin ve olası kaynaklarının belirlenmesinin ne derece önemli olduğu anlaşılmaktadır. Birçok insanın bir arada bulunduğu hastane, kütüphane, restoran, alış-veriş merkezleri ve okullar gibi halka açık yerlerdeki iç ortam hava kalitesinin belirlenmesi son yıllarda büyük önem kazanmıştır. Yukarıda sıralanan kapalı mekânlar arasında aynı anda binlerce öğrenci barındıran okullar ve üniversite yerleşkeleri özellikle önemlidir. Sayıları binleri bulan bu insanlar vakitlerinin büyük bir kısmını iç mekânda geçirmektedirler ve eğer iç mekân hava kalitesi kötü ise bunun büyük bir insan grubu için önemli sağlık etkilerinin olacağı açıktır. Üniversite sınıflarında iç ortam hava kalitesi sadece olumsuz sağlık riskine sebep olması yanında verimsizlik ve dikkat dağınıklığına da sebep olabilmektedir [13]. İnsanlar iç ortam da durdukları sürece kirleticilere toz ve hava yoluyla maruz kalırlar. İç ortam tozları (çöken toz) büyük yüzey alanlarına sahip olmaları ve insanların kirli tozlara daha uzun süre maruz kalmalarından dolayı tozda PBDE ve PCB seviyelerinin tespiti son zamanlarda dikkat çekmeye başlamıştır. Çalışmanın amacı üniversite kampüsü içinde bulunan farklı özelliklere sahip toplam 11 iç ortamda (sınıflar, laboratuvarlar, kütüphane) çöken tozda PBDE ve PCB seviyelerinin ölçülmesi ve olası kaynaklarının tartışılmasıdır.

142 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Mihriban YILMAZ CİVAN MATERYAL VE METOT (MATERIALS AND METHODS) 2.1. Örnekleme (Sampling) Toz numuneleri farklı özelliklere sahip iç ortamlardan toplanmıştır. Bunlar, laboratuvar uygulamaları yoğun olan Çevre Mühendisliği bölümünde bulunan 2 laboratuvar ve 2 sınıf, bilgisayar ve teknik laboratuvarı bulunan Mekatronik Mühendisliği bölümünde bulunan 1 bilgisayar laboratuvarı ve 1 sınıf, laboratuvar uygulaması olmayan Hukuk Fakültesi binasında bulunan 2 sınıf, mühendislik fakültesi öğrencilerinin ortak kullandığı bilgisayar laboratuvarı ve tüm öğrencilerin ortak kullandığı kütüphanede bulunan 2 salondur. Toplanan örnek sayıları Tablo 1 de verilmiştir. Bu mikroçevrelerde haftada bir gün temizlik yapıldığından numuneler temizlik yapılan gün toplanmıştır. Bunun için temizlik görevlisi ile birlikte çöken tozlar kapıdan bir metre içeriden başlayarak daha önce izo-oktan ile temizlenmiş faraş ve fırça kullanılarak süpürülmüş yine ön temizleme işlemi yapılmış amber cam kavanozlara toplanmıştır. Arazi şahidi için bir sınıf ve bir laboratuvarda yaklaşık 1 m 2 lik bir alan oktan çözücüsü ile temizlenip üzerine şartlandırılmış sodyum sülfat dökülmüş ve numune toplama işlemi uygulanmıştır [14]. Toplanan örnekler çevre mühendisliği GC-MS laboratuvarında bulunan buzdolabında ön işlem göreceği zamana kadar C de saklanmıştır. Tablo 1. Örnekleme yapılan mikroçevrelerin özellikleri ve örnek sayısı Yer Yer Özelliği Örnek sayısı Çevre Mühendisliği Mekatronik Mühendisliği Sınıf 2 Laboratuvar 2 Sınıf 1 Bilgisayar Laboratuvar Hukuk Fakültesi Sınıf 2 Mühendislik Fakültesi Bilgisayar Laboratuvarı Kütüphane Salon Alttan yukarı doğru sırasıyla cam yünü (0,1 gr), silika jel (90) (3 gr), alümina (2 gr) ve susuz sodyum sülfat (1 gr) yerleştirilerek temizleme kolonu hazırlanmıştır. Kolon, 20 ml Petroleteri (PE) ile yıkandıktan sonra 1-2 ml hacmindeki örnek kolona enjekte edilmiştir. Ardından PBDE ve PCB kirleticilerini kolondan almak için 60 ml PE 1 ml/dak hızla kolondan geçirilmiştir. Kolondan geçirilmiş olan PE örneğin; önce dönel buharlaştırıcı ile hacmi 5 ml ye düşürülmüş daha sonra azot gazı altında miktarları azaltılıp hekzan ile çözücü değişimi yapılmıştır. Son olarak amber vialdeki örnek hacmi 200 µl ye düşürülerek GC-MS te ölçülmeye hazır hale getirilmiştir Analiz (Analysis) PBDE analizleri Agilent 7890N GC cihazının 7890B MS dedektörü ile PCB analizi ise yine aynı cihaz üzerinde bulunan ECD dedektörü ile gerçekleştirilmiştir. PBDE analizleri HP-MS (15 m 0,25mm i.d., 0,10 μm film kalınlığı,j&w Scientific), PCB analizleri için HP5-MS kolon (30 m 0,25mm i.d., 0,25 μm) kullanılmıştır. GC-MS in kalibrasyonu 14 hedef PBDE bileşiği (BDE- 17, -28, -47, -66, -71, -85, -99, -100, -138, -153, -154, - 183, -190 ve-209,) ve 2 geri kazanım (recovery) stadandardı ( 13 C12BDE-47 ve 13 C12BDE-203) için 6 farklı konsantrasyonda (1 ila 50 ng μl -1 aralığında) hazırlanmış kalibrasyon çözelti karışımları ile yapılmıştır. GC-ECD ise 15 hedef PCB izomeri için (PCB-18, 20, 28, 31, 44, 52, 101, 105, 118, 138, 149, 153, 170, 180 ve 194) ve 1 geri kazanım standardı için ( 13 C12PCB-181) yine 6 noktalı (0,05 ila 10 ng μl -1 aralığında) kalibrasyon hazırlanmıştır. Kalibrasyon eğrilerinde korelasyon katsayısı eğrisi (R 2 ) 0,997 den yüksektir. PBDE analizleri için fırın programı: C de 1 dakika bekleme, 8 0 C /dak lık artışla C ye çıkıp 6 dakika beklemiştir. Enjeksiyon port sıcaklığı C dir. PCB ölçümleri için fırın sıcaklığı: 80 0 C de 2 dakika bekleme, 30 0 C/dak lık artışla C ye ve 10 0 C /dak lık artışla C ye çıkıp 10 dakika beklemiştir. Ortalama geri kazanım (recovery) oranları %63.2±11 (BDE-47),% 61.7±6 (BDE-203) ve %86,12 (PCB 181) olarak bulunmuştur Ekstraksiyon ve Kolon Temizleme İşlemleri (Extraction and column clean-up) Numunelerden taş ve saç kılı gibi yabancı maddeler ayıklandıktan sonra çapı 100 μm olan paslanmaz çelik elek ile elenip homojen hale getirilmiştir. Ekstraksiyon ve kolon temizleme işlemleri Odabaşı ve Çetin [15] tarafından kullanılan yöntem modifiye edilerek gerçekleştirilmiştir. Ekstraksiyon için 1 gr tartılan numunelere geri kazanım (recovery) standart enjekte edilerek 15 ml aseton:hekzan karışımı ilave edilip bütün gece oda sıcaklığında bekletilmiştir. Ertesi gün numuneler 1 saat ultrasonik banyoda karıştırılmıştır. Sıvı fazı alınan örnekler hekzan ilavesi ile solvent değiştirme yapılmış ve daha sonra azot gazı altında miktarları 1-2 ml ye kadar düşürülerek ön zenginleştirme işlemi gerçekleştirilmiştir. 3. SONUÇ VE DEĞERLENDİRMELER (RESULT AND DISCUSSION) 3.1. PBDE Seviyeleri ve Olası Kaynaklar (Levels and Potential Sources of PBDEs) Üniversite de farklı iç ortam tozlarına ait toplam 11 numunede BDE-17 (10 numunede ölçülebilmiş), BDE- 28 (8 numunede ölçülebilmiş) ve BDE-66 (10 numunede ölçülebilmiş) dışında kalan on bir PBDE izomerleri bütün numunelerde gözlemlenmiştir. Toz örneklerinde ölçülen PBDE konsantrasyon değerleri Tablo 2 de verilmiştir. Ortalama toplam PBDE konsantrasyonu (Σ14PBDE) en yüksek bilgisayar laboratuvarlarında (613,71 ng g -1 ), daha sonra sınıflarda (281,9 ng g -1 ), kütüphanede (152,79 ng g -1 ) ve en düşük olarak ta çevre laboratuvarında (88,47 ng g -1 ) ölçülmüştür. En yüksek konsantrasyona sahip izomer

143 324 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Mihriban YILMAZ CİVAN BDE-209 (ortalama: 173,56 ng g -1 ), daha sonra BDE- 153 (ortalama: 15,83 ng g -1 ), BDE183 (ortalama:15,30 ng g -1 ) ve BDE154 (ortalama:13,29 ng g -1 ) gelmektedir. BDE-17 (ortalama: 4,04 ng g -1 ) en az konsantrasyona sahip izomer olarak ölçülmüştür. Aynı brom sayısına sahip PBDE lerin kompozisyon oranları bu kirleticilerin potansiyel kaynakları hakkında bilgi vermektedir. BDE-209 un yüksek konsantrasyonda bulunması çok şaşırtıcı değildir. BDE- 209 deka-bde grubuna ait izomerdir yılından itibaren penta-bde ve okta-bde lerin üretim ve kullanımı Avrupa Birliği ülkelerinde yasaklanmış ve A.B.D. ise bu iki grup PBDE üretimini zamanla azaltmaya başlamıştır [16, 17, 18]. Bu iki grup PBDE nin üretiminin kısıtlanmasıyla deka-bde üretimi (özellikle Saytex 102E and Bromkal 82-0DE ticari isimli) ve kullanımı artmıştır [19]. Yasak öncesi toplam PBDE üretiminin %83 e yakın kısmı deka-pbde dir [20]. Ayrıca BDE-209 yüksek molekül ağırlığına sahip olmaları ve hidrofobik (logkow 10) yapılarından dolayı gaz fazında bulunmaktan çok toza adsorblanma eğilimindedir [21]. Benzer çalışmalar da iç ortam tozunda BDE-209 u en yüksek konsantrasyona sahip kirletici olarak bulmuşlardır [22, 23]. Her bir örnek içinde bu izomerin konsantrasyon değerinin toplam PBDE izomerleri konsantrasyon değerlerine oranı %45 (çevre laboratuvarı-1) ila %69 (mekatronik bilgisayar laboratuvarı) arasındadır. İç ortamlardaki BDE-209 oranlarının dağılımı evlerde ölçülen oranlar kadar geniş varyasyona sahip değildir. Diğer bir çalışmamamızda ev iç ortam tozlarında çıkan BDE-209 oranı %13 ila %83 arasında bulunmuştur [24]. Bu çalışmada dağılım aralığının geniş olmamasının sebebi, ölçüm yapılan mikroçevrelerde aynı özelliğe sahip mobilyaların kullanılması olarak açıklanabilir. Sonuçta ölçüm yapılan bütün iç ortamlarda ortak bulunan çok sayıda masa ve sandalye mevcuttur. Çok sayıda ürüne ilave edilen BDE-209 un bu çalışma için temel kaynağın masa ve sandalyeler olduğu söylenebilir. Ancak mikroçevreler arasında konsantrasyon farklılığının olması (örneğin ortalama BDE-209 konsantrasyonu bilgisayar laboratuvarı: 404,66 ng g -1 ve çevre laboratuvarı:45,57 ng g -1 ) masa ve sandalye dışında farklı malzemelerin varlığının da bu kirletici üzerine katkısını göstermektedir. Çalışmada ölçülen ikinci en yüksek kirleticiler BDE-153 (toplam PBDE katkısı: %5,2) ve BDE-183 (%6,5) dür. BDE-183 için en yüksek konsantrasyonlar fakülte bilgisayar laboratuvarında (29,32 ng g -1 ) ve mekatronik bilgisayar laboratuvarında (19,87 ng g -1 ), en düşük değer ise çevre laboratuvarı 1 de (3,29 ng g -1 ) ölçülmüştür. Okta-BDE grubunda olan BDE-183 izomeri yasak öncesi polisitiren (HIPS) bilgisayar ve televizyon kasalarına yangın geciktirici olarak ilave edildiği bilinmektedir [22, 25, 26]. Bu sebeple ölçülen BDE-183 izomerinin kaynağının bilgisayarlar olduğu söylenebilir. Bilgisayar sayısının fazla olduğu fakülte bilgisayar laboratuvarında BDE-183 ün daha yüksek konsantrasyonda ölçülmesi bilgisayar sayısı ile bu kirletici salınımlarının doğru orantılı arttığını göstermektedir. Benzer şekilde BDE-153 izomeri de en yüksek bilgisayar laboratuvarlarında ölçülmüştür (fakülte bilgisayar laboratuvarı: 47,97 ng g -1 ; mekatronik bilgisayar laboratuvarı: 32,68 ng g -1 ). Bilgisayar laboratuvarlarında yüksek BDE-153 konsantrasyonu Abafe ve Martincigh [22] tarafından da ölçülmüştür. BDE-183 gibi BDE-153 izomerinin de yüksek seviyede ölçülmesinin sebebi yine bilgisayarların devre kartlarında ve mikroişlemcilerinde bu izomerin kullanılmasıdır [22, 27]. Çalışma grubumuz tarafından yapılan üniversite iç ortam hava kalitesi ile çalışmalarında, Uçucu Organik Kirleticilerin (UOB) seviyeleri değerlendirildiğinde laboratuvarlarda bulunan kimyasallar iç ortam UOB kirliliğinin en önemli kaynağı olarak gösterilmiştir [28, 29]. Ancak aynı durum PBDE kirleticileri için geçerli değildir. İçinde kimyasalların bulunduğu deposu olan ve kimyasalların kullanıldığı çevre laboratuvarları toplam PBDE seviyeleri en düşük mikroçevreler olarak belirlenmiştir. Kimyasal kullanımının PBDE seviyelerine katkısının olmadığı görülmüştür. Sınıflarda ölçülen PBDE seviyelerinin kütüphanelere göre fazla olması, sınıflarda birim alan başına düşen mobilya sayısının fazla olmasından kaynaklandığı düşünülmektedir.

144 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Mihriban YILMAZ CİVAN 325 Tablo 2. İç ortam tozunda PBDE konsantrasyon değerleri (ng g -1 ) Kütüphane Salon1 Kütüphane Salon 2 Çevre Lab.-1 Çevre Lab.-2 Çevre Sınıf-2 Çevre Sınıf-2 Hukuk Sınıf-1 Hukuk Sınıf-2 Mekatronik Sınıf Fakülte Bilg. Lab. Mekatronik Bilg. Lab. PBDE_17 2,87 1,98 2,41 2,97 3,87 2,95 1,21 <LOD 4,87 9,85 7,45 4,04 PBDE_28 1,96 <LOD 0,85 <LOD 1,65 1,87 1,06 <LOD 18,92 10,76 8,87 5,74 PBDE_47 6,74 4,87 1,87 1,64 2,74 3,74 1,99 1,54 11,98 13,86 16,23 6,11 PBDE_66 2,87 2,94 3,14 1,25 4,65 2,95 0,74 <LOD 17,36 12,51 14,74 6,31 PBDE_71 2,34 2,08 0,94 0,54 1,82 5,93 2,67 0,72 18,18 10,04 6,64 4,72 PBDE_85 1,92 2,75 1,74 1,76 3,96 6,41 4,67 0,92 12,27 10,93 5,91 4,84 PBDE_99 7,54 5,74 1,99 1,71 2,14 3,79 2,03 1,59 11,54 14,21 11,99 5,84 PBDE_100 4,58 3,94 10,28 1,87 8,74 11,47 3,91 7,84 22,53 10,69 12,19 8,91 PBDE_138 2,89 5,81 7,08 3,04 11,48 46,70 5,66 2,78 18,39 9,68 14,35 11,62 PBDE_153 3,76 8,64 7,85 3,45 12,95 26,47 6,26 4,87 19,19 47,97 32,68 15,83 PBDE_154 6,93 5,28 9,85 4,12 15,02 21,71 7,97 7,74 21,68 27,38 18,46 13,29 PBDE_183 4,48 6,37 3,29 4,12 17,41 30,54 16,75 12,87 23,22 29,32 19,87 15,30 PBDE_190 2,93 1,15 5,44 2,61 9,89 19,74 5,26 1,98 19,55 35,99 5,53 10,01 Ortalama PBDE_209 95,67 106,54 50,82 40,32 185,47 204,74 105,02 42,78 268,45 412,78 396,54 173,56 Σ14PBDEs 147,50 158,09 107,54 69,40 281,80 389,01 165,19 85,64 488,14 655,95 571,46 283,61

145 326 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Mihriban YILMAZ CİVAN Yapılan çalışmalarda evlerde iç ortam tozlarında BDE- 154 kirletici ile binaların yalıtım yapılma yılları arasında pozitif ilişki tespit edilmiştir [24, 30, 31]. Ancak bu çalışmada BDE-154 ile bina yalıtım yapılma yılı arasında bir ilişki gözlemlenmemiştir. Çünkü kampüste binaların yapımı hemen hemen aynı dönemde başladığı için yalıtım yapılma yılları aynıdır. Ancak ölçülen BDE-154 kirletici seviyeleri farklıdır. Bu durum BDE-154 için bina yalıtımından başka bir kaynak olduğu fikrini kuvvetlendirmektedir. Yüksek seviyede ölçülen BDE-154 ün BDE-209 un bozunması ile ortaya çıkabileceği belirtilmiştir [25]. Bu çalışmada BDE-154 ile BDE-209 arasında gözlemlenen yüksek korelasyon (r = 0,78) bu ihtimali güçlendirmektedir. Penta-BDE nin ticari kullanımını değerlendirmek için toz numunesinde ölçülen BDE-47/BDE-99 oranları hesaplanmış ve değerlendirilmiştir. BDE-47/BDE-99 oranları penta-pbde lerin hangi ticari isim ile üretildiğinin göstergesi olarak kullanılmaktadır [32]. DE-71 ticari adıyla üretilen penta-bde lerin BDE- 47/BDE-99 oranı 0,79 iken Bromkol 70-5DE ürününde bu oran 0,96 dır [33]. Çalışmada iki numune hariç BDE-47/-99 oranı 0,91 ila 1,17 aralığında hesaplanmıştır. Ortalama değer 0,97 olduğundan ölçüm yapılan iç ortamlardaki malzemelerde kullanılan penta PBDE lerin Bromkol 70-5DE ticari ismi ile üretildiği düşünülmektedir PCB Seviyeleri ve Olası Kaynaklar (Levels and Potential Sources of PCBs) Toplam 11 numunede PCB 44 (10 numunede ölçülebildi) dışında bütün PCB izomerleri tüm numunelerde ölçülmüştür. Bütün iç ortamlarda ölçülen PCB kirleticilerinin konsantrasyonları ve istatistiksel değerleri Tablo 3 te verilmiştir. Toplam PCB konsantrasyonu (Σ15PCB) 17,48 (hukuk sınıf-1) ila 214,21 ng g -1 (çevre laboratuvarı-2) aralığında ve ortalama değeri 77,53 ng g -1 ölçülmüştür. İç ortam çalışmalarında en önemli PCB kaynağı yalıtım malzemeleri olarak gösterilmektedir [34]. Daha önce bahsedildiği gibi örnek alınan iç ortamlarda yalıtım hemen hemen aynı tarihlerde yapılmıştır. Bu çalışmada da yalıtım malzemesinden gelen katkı olabilecektir ancak ölçülen en yüksek ve en düşük değerler arasında varyasyon yüksektir, bu durum yalıtım malzemesi yanında iç ortamda bulunan farklı kaynakların PCB kaynağı olabileceğini göstermektedir. Ortalama PCB seviyeleri değerlendirildiğinde bilgisayar laboratuvarlarında (205,62 ng g -1 ) en yüksek, daha sonra çevre laboratuvarları (82,81 ng g -1 ), kütüphane (67,94 ng g -1 ) ve en son olarak sınıfların (27,64 ng g -1 ) sıralandığı görülmektedir. PCB kaynağı olarak eski bilgisayar kasaları ve elektrik ekipmanları gösterilmektedir [35]. Bu durum bilgisayar laboratuvarlarında bulunan kasa ve ekipmanların PCB üretiminin yasaklanmasından önce (2001 yılı öncesi) üretilmiş olabileceğini göstermektedir. Laboratuvarlara baktığımızda çevre laboratuvarı-1 (içinde kimyasal depo bulunan) PCB-53 ve PCB seviyeleri çevre laboratuvarı--2 ye göre yüksek bulunmuştur. Ayrıca çevre laboratuvarı--1 de organik kimya deneyleri yapılırken çevre laboratuvarı-2 de temel işlemler deneyleri yapılmaktadır. Ölçülen diğer PCB lere göre daha düşük molekül ağırlığına sahip bu izomerlerin depoda bulunan kimyasallardan veya yapılan deneylerden kaynaklandığı düşünülmektedir.. Kütüphanede ölçülen değerler (salon 1:63,60 ng g -1 ; salon 2:72,29 ng g -1 ) bilgisayar laboratuvarları kadar yüksek olmasa da sınıflar kadar da düşük değildir. PCB izomerleri yasak öncesinde yapıştırıcılara da ilave edilmiştir [4]. Kütüphanede eski tarihte basılmış kitaplar bulunduğundan bu kitaplardan kaynaklanan PCB lerin de ölçülen değerleri arttırabileceği düşünülmektedir. Sınıflarda ölçülen değerler birbirine yakın ve düşük değerlerdedirler. Sınıfların bulunduğu fakültede olan diğer laboratuvarların PCB seviyesine doğrudan katkısı yoktur. Burada ölçülen PCB seviyelerinin sebebi yalıtım malzemesi olabileceği bunun dışında seviyeyi etkileyen bir kaynağın olmadığı düşünülmektedir PBDE-PCB kıyaslaması (Comparison between PBDEs and PCBs ) Toz numunelerinde Σ14PBDE/Σ15PCB çevre laboratuvarı-1 (0,61) hariç diğer mikroçevrelerde 1,3 (çevre laboratuvarı-2) ila 19,7 (mekatronik sınıf) aralığında ölçülmüştür. Ortalama değer 3,66 dır. Bu durum ölçüm yapılan mikroçevrelerde PBDE kirliliğinin daha fazla olduğunu göstermektedir. İskoçya topraklarında yıllarını kapsayan uzun süreli bir araştırmada, toprakta PCB seviyelerinin zamanla azalma eğiliminde olduğu ancak PBDE seviyelerinin ise arttığı raporlanmıştır [36]. Türkiye de PCB ve PBDE üretimi olmamış, PCB içeren ürünlerin piyasaya arzı nolu yönetmelikle ve PBDE içeren ürünlerin Stokholm sözleşmesine taraf olunmasıyla yasaklandığı bilinmektedir [37,2]. Özellikle PCB nin yaygın bir şekilde kullanıldığı tarihlerde inşa edilmiş binalarda iç ortam havasında bulunan PCB seviyeleri daha sonra inşa edilenlerden ciddi şekilde yüksek değerlerde bulunmuştur [38]. Üniversite kampüsünde bulunan binalar 10 yıldan yaşlı olmadığı için PCB içerikli malzemelerin kullanılmadığı bu sebeple de PCB seviyesinin düşük olduğu düşünülmektedir. 4. TARTIŞMA (CONCLUSION) Çalışmada, bir üniversite kampüsünde farklı özelliklere sahip 11 mikroçevere den iç ortam tozları alınarak PBDE ve PCB seviyeleri ölçülmüştür. Toplam PBDE seviyeleri 69,40 ng g -1 ila 655, 95 ng g -1 aralığında ölçülmüştür. En çok rastlanan kirletici BDE-209 (toplam PBDE katkısı: %45-%69) izomeridir ve her bir mikroçevre için bu izomerinin toplam PBDE konsantrasyonuna katkısı benzerlik göstermektedir. BDE 209 kaynağının masa ve sandalyeler olduğu düşünülmektedir. BDE-153 ve BDE-183 ün olası kaynakları ise bilgisayar laboratuvarlarında en yüksek seviyede bulunması, bilgisayar kasalarından salınımın bu kirletici için kaynak oluşturduğunu göstermektedir. BDE-154 izomerinin ise BDE-2092un bozunmasından kaynaklandığı düşünülmektedir. BDE-47/BDE-99 oranının ortalama değeri 0,97 olduğundan ölçüm yapılan iç ortamlardaki malzemelerde kullanılan penta PBDE lerin Bromkol 70-5DE ticari ismi ile üretildiğini göstermektedir.

146 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Mihriban YILMAZ CİVAN 327 Tablo3: 11 farklı mikroçevre iç ortam tozunda PCB seviyeleri (ng g -1 ) Kütüphane Salon 1 Kütüphane Salon 2 Çevre Lab.-1 Çevre Lab.-2 Çevre Sınıf-1 Çevre Sınıf-2 Hukuk Sınıf-1 Hukuk Sınıf-2 Mekatronik Sınıf Fakülte Bilg. Lab. Mekatronik Bilg. Lab. PCB_18 0,56 0,14 3,90 1,08 0,12 0,08 0,13 0,45 2,92 5,41 8,54 2,12 PCB_ ,12 1,28 2,78 1,53 4,54 2,74 1,57 1,48 3,17 13,82 4,84 3,53 PCB_20 0,31 0,23 8,40 26,84 0,14 0,07 0,78 0,78 3,16 17,40 16,85 6,81 PCB_52 0,77 0,86 46,85 1,09 1,48 0,98 0,60 0,09 1,10 32,27 27,36 10,31 PCB_44 0,31 0,26 0,63 0,32 2,30 2,14 0,08 <LOD 1,21 9,14 2,69 1,91 PCB_101 2,52 3,84 11,04 3,47 0,93 0,86 0,74 5,84 1,37 12,84 21,40 5,89 PCB_ ,52 0,13 14,85 0,40 1,35 1,02 3,84 4,74 1,08 6,88 47,80 8,51 PCB_105 2,84 3,84 4,84 1,64 1,85 1,14 1,20 2,84 0,53 47,50 15,36 7,60 PCB_153 32,81 46,85 9,84 1,16 6,84 4,84 4,30 6,85 2,50 15,17 12,13 13,03 PCB_138 6,85 8,95 7,41 1,14 4,17 2,74 0,29 9,84 0,63 4,38 5,46 4,72 PCB_180 0,87 1,84 0,87 2,74 1,87 1,14 1,74 0,84 1,74 18,64 7,40 3,61 PCB_170 1,93 1,18 1,25 1,25 4,18 3,98 1,48 1,25 2,74 16,94 11,40 4,33 PCB_ 194 1,19 2,87 1,45 8,84 4,46 3,41 0,74 1,51 2,71 13,82 15,80 5,16 Σ15PCB 63,60 72,29 114,11 51,50 34,23 25,14 17,48 36,51 24,85 214,21 197,03 77,53 Ortalama

147 328 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Mihriban YILMAZ CİVAN Toplam PCB konsantrasyonları ise (Σ15PCB) 17,48 (hukuk sınıf-1) ila 214,21 ng g -1 (fakülte bilgisayar laboratuvarı 2) aralığında ve ortalama değeri 81,4 ng g -1 düzeylerinde ölçülmüştür. Bilgisayar laboratuvarlarında nispeten yüksek PCB seviyesinin kaynağının eski bilgisayar kasaları ve elektrik ekipmanları olabileceği düşünülmektedir. Kütüphanede bulunan eski kitapların ölçülen PCB seviyelerine katkı yaptığı anlaşılmaktadır. Ölçülen 10 mikroçevrede PBDE/PCB seviyelerinin 1 den büyük değerde olması binaların PCB kirleticisi içermeyen yapı malzemelerinden yapıldığını göstermektedir. TEŞEKKÜR (THANKS) Yapılan çalışma KOU-BAP-14/89 nolu projeden temin edilen GC MS-ECD cihazı ile gerçekleştirilmiştir. Kocaeli Üniversitesi BAP birimine maddi desteğinden dolayı teşekkür ederiz. Ayrıca örneklerin toplanması sırasında yardımcı olan Onur Şahin ve Tuğba Ayaz a örneklerin ekstraksiyon ve kolon temizleme sırasında destek olan Bilgehan Başaran, Gizem Nur Soylu ve Hepsen Bahar Akyıldız a teşekkür ederiz. KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Herrick, R.F., McClean, M.D., Meeker, J.D., Baxter, L.K., Weymont., An Unrecognized Source of PCB Contamination in Schools and Other Buildings, Environmental Health Perspective, 112, No 10, ,2004. [2] Ulusal Uygulama Planı, Kalıcı Organik Kirleticilere İlişkin Stockholm Sözleşmesi, T.C. Çevre Ve Şehircilik Bakanlığı, [3] Porta, M., Zumeta, E., "Implementing the Stockholm Treaty on Persistent Organic Pollutants". Occupational and Environmental Medicine. 10, No 59, ,2002. [4] DellaValle, C.T., Wheeler, D.C., Deziel, N.C., De Roos, A.J., Cerhan, J.R., Cozen, W., Severson, R.K., vd., Environmental Determinants of Polychlorinated Biphenyl Concentrations in Residential Carpet Dust Environmental, Science Technology, 47, , [5] Zhang, X., Diamond, M.L., Robson, M., Harrad, S., Sources, Emissions, and Fate of Polybrominated Diphenyl Ethers and Polychlorinated Biphenyls Indoors in Toronto, Canada, Environmental Science and Technology, 45, ,2011. [6] Resmi Gazete, TKKY Tehlikeli Kimyasalların ve Ürünlerin Kontrolü Yönetmeliği, Sayı 21634,1993. [7] Lee, S.J., Ikonomou, M.G:, Park, H., Baek, S.Y., Chang, Y.S., Polybrominated diphenyl ethers in blood from Korean incinerator workers and general population, Chemosphere, 67, , [8] Vizcaino, E., Grimalt, J.O., Lopez-Espinosa, M.J., Llop, S., Rebagliato, M., Ballester, F. Polybromodiphenyl ethers in mothers and their newborns from a nonoccupationally exposed population (Valencia, Spain), Environmental International, 37, 152 7, [9] Talsness, C. E., Overview of toxicological aspects of polybrominated diphenyl ethers: A flameretardant additive in several consumer products, Environmental Research, 108, , [10] Chao, H.R., Chun-Wen, L., Ding-Yan, L., Huei- Lin, H., Kuan-Chung, C., Yan-You, G., Yi-Chyun, H., Impact of Brominated POPs on the Neurodevelopment and Thyroid Hormones of Young Children in an Indoor Environment, A Review, Aerosol and Air Quality Research, 14, , [11] Ali, N., Covaci, A., Goosey, E., Harrad, S., Neels, H., Novel Brominated Flame Retardants in Belgian and UK Indoor Dust: Implications for Human Exposure, Chemosphere, 83, , [12] Kumar, A., Singh B., P., Punia, M., Singh, D., Kumar, K., Jain, V.K., Determination of volatile organic compounds and associated health risk assessment in residential homes and hostels within an academic institute, New Delhi, Indoor Air, 24, ,2014. [13] Zhong, J.N.M., Latifi M.T., Mohamadi N., Wahid, N.B.A., Dominick, D., Juahir, H., Source Apportionment of Particulate Matter (PM10) and Indoor Dust in a University Building, Environmental Forensics, 15, 8 16, [14] Abdallah, M. A., Drage, D., Harrad, S., A onestep extraction/clean-up method for determination of PCBs, PBDEs and HBCDs in environmental solid matrices, Environ Sci Processes Impacts, 15, , [15] Odabasi, M., Cetin, B., Determination of octanol air partition coefficients of organochlorine pesticides (OCPs) as a function of temperature: Application to air soil Exchange, Journal of Environmental Management, 113, ,2012. [16] Betts, K.S., Unwelcome guest e PBDEs in indoor dust. Environmental Health Perspectives 116, No A, ,2008. [17] La Guardia, M.J., Hale, R.C., Harvey, E., Detailed Polybrominated Diphenyl Ether (PBDE) Congener Composition of the Widely Used Penta-, Octa-, and Deca-PBDE Technical Flame-retardant Mixtures, Environ. Sci. Technol., 40, , [18] Kemmlein, S., Herzke, D., Law, R.J., Brominated flame retardants in the European chemicals policy of REACH-regulation and determination in materials, Journal of Chromatography A, 1216, , [19] Söderström, G., Sellström, U., de Wit, C.A., Tysklind M., Photolytic debromination of decabromodiphenyl ether (BDE 209), Environmental Science and Technology, 38: , [20] Besis, A., Samara, C., Review polybrominated diphenyl ethers (PBDEs) in the indoor and outdoor

148 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/Mihriban YILMAZ CİVAN 329 environments e a review on occurrence and human exposure, Environ Pol, 169, , [21] Wu.M.H., Pei, J.C., Zhieng, M., Tang, L., Bao, Y., Xu, B.T., Sun, R., Sun, Y.S., Xu, G., Lei, J.Q., Polybrominated diphenyl ethers (PBDEs) in soil and outdoor dust from a multi-functional area of Shanghai: Levels, compositional profiles and İnterrelationships Chemosphere, 118:87 95, [22] Abafe, O. A., Martincigh, B.S., Polybrominated Diphenyl Ethers and Polychlorinated Biphenyls in indoor Dust in Durban, South Africa, Indoor Air, 25, , [23] Vorkamp, K., Thomsen, M., Frederiksen, M., Pedersen, M., Knudsen, L.E., Polybrominated diphenyl ethers (PBDEs) in the indoor environment and associations with prenatal exposure, Environ Int, 37:1 10, [24] Civan M.Y., Kara, U.M., Risk Assessment of PBDEs and PAHs in House Dust in Kocaeli, Turkey: Levels and Sources Environmental Science and Pollution Research, DOI: /s , [25] Yang, Q., Qiu, X., Li, R., Liu, S., Li, K.,Wang, F., Zhu, P., Li, G. and Zhu, T., Exposure to typical persistent organic pollutants from an electronic waste recycling site in Northern China, Chemosphere, 91, , [26] Harrad, S., Goosey, E., Desborough, J., Abdallah, M.A.E., Roosens, L., Covaci, A., Dust from UK primary school classrooms and daycare centers: the significance of dust as a pathway of exposure of young UK. children to brominated flame retardants and polychlorinated biphenyls., Environ. Sci. Technol., 44, , [27] Harrad, S., Ibarra, C., Diamond, M., Melymuk,L., Robson, M., Douwes, J., Roosens, L., Dirtu, A. and Covaci, A., Polybrominated diphenyl ethers in domestic indoor dust from Canada, New Zealand, United Kingdom and United States, Environ. Int., 34, , [28] Akal, D., Yurdakul, S., Civan, M., Ersan, H.Y., Tuncel, G., Sources of Volatile Organic Compounds in a University Building, Environmental Forensic, 16, No 2, , [29] Yurdakul, S., Civan, M.Y, Özden, Ö., Gaga, E., Döğeroğlu, T., Tuncel, G., Spatial Variation of VOCs and Inorganic Polluatnts in a University Building, Atmospheric Pollution Research, 2016 (Basıma kabul edildi). [30] Alaee, M., Arias, P., Sjödin, A., Bergman, A., An overview of commercially used brominated flame retardants, their applications, their use patterns in different countries/regions and possible modes of release, Environment International, 29, No 6, , [31] Wu, M.H., Pei, J.C., Zhieng, M., Tang, L., Bao, Y., Xu, B.T., Sun, R., Sun, Y.S., Xu, G., Lei, J.Q., Polybrominated diphenyl ethers (PBDEs) in soil and outdoor dust from a multi-functional area of Shanghai: Levels, compositional profiles and interrelationships, Chemosphere, 118, 87 95, [32] Besis, A., Katsoyiannis, A., Botsaropoulou, E., Samara, C., Concentrations of polybrominated diphenyl ethers (PBDEs) in central air-conditioner filter dust and relevance of non-dietary exposure in occupational indoor environments in Greece Environ Pol, 188, 64-70, [33] La Guardia, M.J., Hale, R.C., Harvey, E., Detailed Polybrominated Diphenyl Ether (PBDE) Congener Composition of the Widely Used Penta-, Octa-, and Deca-PBDE Technical Flame-retardant Mixtures, Environ Sci Technol, 40: , [34] Knobeloch, L., Turyk, M., Imma, P., Anderson, H., Polychlorinated biphenyls in vacuum dust and blood of residents in 20 Wisconsin Households, Chemosphere, 86, , [35] Tue, N.M., Takahashi, S., Suzuki, G., Isobe, T., Hung, P., Kobara, Y., Seike, N., Zhang, G., Sadaryanto, A., Tanabe, S., Contamination of indoor dust and air by polychlorinated biphenyls and brominated flame retardants and relevance of non-dietary exposure in Vietnamese informal e- waste recycling sites, Environment International, 51, , [36] Zhang, Z.L., Leith, C., Rhind, S.M., Kerr, C., Osprey, M., Kyle, C., Coull, M., Thomson, C., Green, G., Maderova, L.,McKenzie, M., Long term temporal and spatial changes in the distribution of polychlorinated biphenyls and polybrominated diphenyl ethers in Scottish soils, Science of the Total Environment, , , [37] Resmi Gazete sayı: 27092, 2008, Bazı Tehlikeli Maddelerin, Müstahzarların ve Eşyaların Üretimine, Piyasaya Arzına ve Kullanımına İlişkin Kısıtlamalar Hakkında Yönetmelik, Resmi Gazete tarih: 26 Aralık 2008 [38] Harrad, S., Hazrati, S., Ibarra, C., Concentrations of Polybrominated Diphenyl Ethers in Indoor Air and Dust and Poly-chlorinated Biphenyls in Indoor Air in Birmingham, United Kingdom, Implications for Human Exposure. Environ. Sci. Technol., 40, , 2006.

149 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Küçük ve Orta Büyüklükte Sismik Aktivite Gösteren Bölgelerdeki Yerel Zemin Koşullarının Belirlenmesi Mustafa Kerem KOÇKAR 1, 1 Gazi Üniversitesi, Deprem Mühendisliği Uygulama ve Araştırma Merkezi, Ankara/TÜRKİYE ÖZ Başvuru: 19/10/2016 Kabul: 25/11/2016 Ankara ve çevresi gibi yüksek sismik aktivitenin tekrarlanma aralığının ve aletsel kayıt verilerinin az olduğu bölgelerde, sismik tehlike değerlendirmelerinin yapılması zordur. Bu sebeple orta ve küçük magnitüdlü deprem üretme potansiyeline sahip olan bu alanlarda yerel zemin koşullarına bağlı olarak yapılacak değerlendirmeler büyük önem kazanmaktadır. Günümüzde özellikle yeraltı sediman ve havza koşullarının karakteristiklerinin belirlenmesi için nispeten kolay ve ekonomik bir yöntem olarak kabul edilen mikrotremor yöntemi, yerel zemin koşullarının güvenilir bir şekilde değerlendirmesinde sıklıkla kullanılan bir uygulamadır. Bu çalışma ile Ankara nın batısındaki Pliyo-Kuvaterner zeminlere ait havza sedimanlarının yer tepkileri mikrotremor ölçümlerinin kısa-periyot gürültü kayıtları aracılığıyla incelenmiş ve buna bağlı olarak değerlendirmeler yapılmıştır. Ayrıca yer etkilerinin sebeplerinin detaylı olarak araştırılması amacıyla, mikrotremor verileri çalışma alanında yapılmış olan sismik ölçümler ve jeoteknik sondaj çalışmalarından elde edilen dinamik zemin karakterizasyonu sonuçları ile karşılaştırılmıştır. Bu çalışma sonucunda litolojik birimin yaşının, zemin tabakalarının kalınlığı ile bu birimlerdeki zemin özelliklerinin ve tekdüze olmayan yeraltı yapısının yer etkilerini tetiklediği belirlenmiştir. Özellikle sediman kalınlıklarının, basen topoğrafyasının ve zayıf zemin karakterlerinin, mikrotremor yönteminden elde edilen sonuçlar ile karşılaştırıldığında uyumlu olduğu görülmektedir. Yapılan çalışmalar, bu bölgelerde yapılacak deprem tehlikesi değerlendirmelerinde önemli bir altlık teşkil edecektir. Buradan yola çıkılarak, Ankara ve çevresi gibi küçük ve orta büyüklükte sismik aktivite gösteren alanlardaki yerel zemin koşullarının yer sarsıntısı karakteristiğini nasıl ve ne ölçüde değiştirdiği üzerine değerlendirmeler yapılmış ve alınacak önlemler hakkında gerekli öneriler verilmiştir. Anahtar kelimeler: Yerel zemin koşulları, H/V mikrotremor yöntemi, iki boyutlu yer etkileri, sismik zemin karakterizasyonu, Ankara. The Determination of Local Site Conditions in Small and Medium Seismic Activity Regions ABSTRACT It is challenging to perform seismic hazard assessment in regions where recurrence period of high magnitude seismic activity is low and instrumental seismic records are scarce. Ankara and its vicinity presents an example for such a region for which the importance of assessments based on local site conditions increases where small and moderate magnitude earthquake generation potential exists. Microtremor method which is considered a relatively easy and economically striking method to identify subsurface sediment characteristics and basin conditions at large areas is frequently used in order to evaluate the local site effects reliably. In this study, the site response of the Plio- Quaternary basin sediments located to the west of Ankara was investigated via short-period noise recordings of microtremor measurements and relevant assessments were made. Furthermore, microtremor data has been compared with the seismic measurements and dynamic soil characterization results acquired from geotechnical borehole studies conducted in the region in order to investigate the reasons for site response in detail. As a result of this study, it was determined that the age of the lithological unit, the depth of the soil thickness along with their soil characteristics and the non-uniform subsurface conditions affects the site effect. It can be observed that especially sediment thicknesses, basin topography and weak soil characters are compatible with the results of the microtremor method. This study shall constitute an important basis for earthquake hazard assessments to be conducted for the region. Therefore, evaluations regarding how and in which scale the local soil conditions in Ankara and its vicinity (where small and moderate magnitude seismic activity is present) affect the ground shaking characteristic has been made, and necessary recommendations are presented. Keywords: Local soil condition, H/V microtremor method, 2D site effects, seismic site conditions, Ankara. İletişim yazarı, mkockar@gazi.edu.tr

150 332 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Son yıllarda meydana gelen depremler, önemli miktarda zararların ve hayat kayıplarının yerel zemin koşullarının etkisi ile doğrudan ilişkili olduğunu göstermiştir (örneğin, Michoacan Meksika 1985, Northridge 1994, Kobe 1995, Chi-Chi Tayvan 1999, Kocaeli ve Düzce 1999, Sichuan Çin 2008, Christchurch-Yeni Zellanda 2010, Van 2011). Depremlerle meydana gelen hasar ve can kayıplarına etki eden başka faktörlerde olmasına rağmen (yer hareketi karakteristiği, sıvılaşma ve yapısal eksiklikler, vb.), yerel zemin koşullarından dolayı oluşan yer hareketi büyütmeleri sismik hasarın artmasında önemli bir rol oynamaktadır. Ankara, büyük fay sistemlerine nispeten uzak olmasına karşın (yaklaşık km) deprem tehlikesi açısından güvenli olarak kabul edilmemesi gerektiği düşünülmektedir. Bu duruma benzer bir örnek olarak, Kocaeli Depremi (1999) esnasında deprem merkezi olan Gölcük-İzmit e 90 km den daha uzak olmasına karşın yer etkilerinden dolayı ciddi hasar gören Avcılar ve çevresi verilebilir. Bu nedenle, kuvvetli yer hareketlerinin sonrasında meydana gelen kayda değer zemin büyütme etkilerine sebep olan yerel zemin koşullarının etkisi deprem mühendisliği çalışmalarında önemli bir yer tutmaktadır. Bu bağlamda, her ne kadar büyük fay sistemlerine nispeten uzak bir noktada yer almasına karşın Ankara ve civarındaki pekişmemiş zayıf zeminlerin deprem esnasında nasıl bir davranış göstereceklerinin incelenmesi gerektiği düşünülmektedir. Buna ilave olarak, Marmara Bölgesi gibi yüksek deprem riski taşıyan alanlarda büyük depremlerin sıklık aralığı ve kurulmuş olan mevcut sismik ağlar göz önüne alındığında yer etkenlerini belirlenmesi açısından çok sayıda imkan bulunmaktadır. Ancak, Ankara'nın da içerisinde yer aldığı Orta Anadolu bölgesinde sismik aktivitenin tekrarlanma aralığı seyrek ve bu tür çalışmaları gerçekleştirecek sismik istasyon ağları yetersizdir [1]. Zemin koşullarının güvenilir bir şekilde belirlenmesi ve yer hareketlerinin kaydedilmesi için sismik ağ kurmak çok masraflı olabilir ve uzun zaman alabilir. Bunun yerine, yerel saha koşullarının tahmin edilmesi için ekonomik ve pratik bir uygulama olarak karşımıza çıkan ve ivme-ölçer akselerometrelerle yapılan mikrotremor ölçümleri ile ortam gürültüsünün kaydedilmesi sayesinde makul bir alternatif çözüm yaratılabilir. Yerel saha etkilerinin tahmin edilmesinde kullanılan mikrotremor ölçümlerinde H/V metodunun kullanılması ile yer hareketi tepkilerinin belirlenmesi için ortamın kısaperiyot gürültü kayıtlarının kullanılması çeşitli çalışmalarda başarılı sonuçlar vermiştir. Nakamura yöntemi [2] olarak da adlandırılan bu yöntem güvenilir bir yöntemdir [3, 4] ve özellikle kentsel alanlarda kaynak-yol (source-path) etkisi problemini çözmek amacıyla sıklıkla kullanılmaktadır. Bu yöntemin özellikle zemin titreşim periyotlarının ve büyütmelerin tahmin edilmesinde güvenilir sonuçlar verdiği düşünülmekte ve H/V yöntemlerinin sismik bölgeleme çalışmaları için kullanışlı olduğu görülmektedir. Ancak çalışma alanında yer alan sediman karakterlerinin yeraltı heterojenliğinin eksiksiz olarak tanımlamak, elde edilecek verilerin güvenilir bir şekilde yorumlanması için büyük önem arz etmektedir [5, 6]. Ankara nın batısındaki zeminlerin büyük kısmı basen dolgusu tipindeki Pliyo-Kuvaterner çökellerden oluşmaktadır. Bu pekişmemiş zeminlerin Ankara çevresinde yer alan büyük ölçekli Fay Sistemlerinden kaynaklanan yıkıcı depremler yaşadığında, zayıf zeminler üzerinde ciddi hasarlar meydana getirebileceği düşünülmektedir. Bu nedenle, Ankara baseni genelinde büyük bir alan kapsayan bu sedimanların basen (havza) dolgusu olma özelliklerinden dolayı yer hareketi büyütmeleri ve rezonans durumu ile ilişkili yerel zemin etkilerinin detaylı incelenmesi gerektiği anlaşılmaktadır. 2. ÇALIŞMA ALANININ GENEL YERLEŞİM ÖZELLİKLERİ VE DEPREMSELLİK (GENERAL SETTING AND SEISMICITY OF THE STUDY AREA) Yaklaşık 5 milyonluk nüfusa sahip Türkiye nin başkenti Ankara, İç Anadolu'nun doğusu ile batısını ve kuzeyi ile güneyini bağlayan karayollarının kesişim noktasında yer almaktadır. Çalışma alanı Ankara baseninde, şehir merkezinin batısında ve Ankara Çayı boyunca doğu-batı yönünde ilerleyen ve yaklaşık DKD-BGB yönlü 25 ile 30 km uzunluğunda ve 10 ile 15 km genişliğindeki fayla sınırlı bir çöküntü havzasıdır. Çalışma alanı şehrin büyüme potansiyeli yüksek olduğu bir alanda yer almaktadır. Bu bölge çoğunlukla yoğun konut ile küçük ve büyük ölçekli sanayi tesislerinin bulunduğu bir alandadır (Şekil 1). Ankara kent merkezi etrafında yer alan faylar sismik olarak aktiftir, ancak küçük ve orta ölçekli deprem üretme potansiyeline sahiptirler (M 6). Ankara ya 50 ile 75 km uzaklıkta meydana gelen bu sismik aktivitelere 6 Haziran 2000 Orta depremi ve artçı şokları (Mw = 6.0, Mw 5.4 ve Mb 4.6) [7], 31 Temmuz - 9 Ağustos 2005 Bala depremleri serisi (Mw = 5.2, 4.8 ve 4.7) [7] ve Aralık 2007 Bala depremleri serisi (Mw = 5.7, 5.6 ve 5.2) [7] örnek olarak verilebilir. Bu depremler Ankara yı etkileme potansiyeline sahip nispeten orta büyüklükte sismik aktivitelerdir. Ancak bölgesel ölçekte bakıldığında Ankara'nın, çevresinde yer alan ve özellikle de büyük ölçekli yıkıcı deprem (M > 7.0) üretme kapasitesine sahip fay sistemlerinden, örneğin Kuzey Anadolu Fay Sistemi (NAFS), Tuz Gölü Fay Zonu (TGFZ) ve Seyfe Fay Zonundan (SFZ) önemli ölçüde etkilenebilir. Bu fay sistemleri üzerinde gerçekleşmiş olan büyük depremlere örnek olarak KAFS üzerinde 26 Kasım 1943 Kastamonu depremi (ML = 7.3), 1 Şubat 1944 Gerede depremi (ML = 7.3) ve 13 Ağustos 1951 Çankırı depremi (ML = 6.9) ve SFZ üzerinde 19 Mart 1938 Taşkovan-Akpınar depremi (ML = 6.6) [7] verilebilir. Bu sebeple, bahsedilen bu Fay Sistemleri ve Fay Zonları üzerinde gerçekleşme olasılığı olan büyük sismik aktiviteler Ankara baseni ve çevresinde yer alan sedimanların yerel zemin karakteristiklerini önemli ölçüde etkileyebilir, ciddi hasar ve can kayıplarına neden olabilir.

151 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR 333 Şekil 1. Ankara kent merkezinde yer alan çalışma alanının lokasyon haritası ((Location map of the study area situated the city center of Ankara) 3. ÇALIŞMA ALANININ JEOLOJİSİ VE SEDİMAN KARAKTERİSTİKLERİ (GEOLOGY AND SEDIMENT CHARACTERISTICS OF THE STUDY AREA) Çalışma alanı için oluşturulan 1: ölçekli jeoloji haritası jeolojik birimlerini dört ana jeolojik birime ayırmaktadır: (1) Üst Miyosen öncesi - Alt Pliyosen temel kayası, (2) Üst Pliyosen - Pleyistosen akarsu çökelleri, (3) Kuvaterner teras çökelleri ve (4) Kuvaterner alüvyal çökelleri (Şekil 2). Bu çalışma ile literatürde Ankara kili olarak da bilinen ve yukarıda bahsedilen üç genç sedimanter birim üzerine yapılan çalışmalara odaklanılmıştır (Pliyo-Kuvaterner çökeller). Bu birimlerden Pliyo-Pleyistosen akarsu çökelleri karasal kökenli olup çalışma alanının fayla sınırlı baseni ve çevresinde çökelmiştir (Şekil 2). Bu birimin kalınlığı, bulundukları stratigrafik konuma göre birkaç metreden 200 m ye kadar değişim göstermektedir [8]. Kuvaterner alüvyon ve teras sedimanları ise sel suları ile taşınmış ve fayla sınırlı Ankara baseni içerisinde yer alan Ankara Çayı nın taşkın ovasında çökelmiştir. Kuvaterner çökeller basenin marjininde bulunan teras çökelleri (Üst Pleyistosen) ve basenin ekseninde akarsu taşkın ovasında bulunan alüvyon (Holosen) çökeller olarak ayırtlanmıştır. Kuvaterner alüvyon birimler nispeten kalın tabakalıdır ve güncel akarsu yatakları boyunca sel suları ile çökelmiştir (Şekil 2). Genellikle pekişmemiş zayıf ve diğer sediman birimlere nazaran nispeten daha homojen ve yumuşak çökellerdir. Yeraltı suyu seviyesi 2 ile 6 m arasında değişmektedir. Alüvyon sedimanların kalınlıkları genellikle 5 ile 30 m arasında değişmektedir [9]. 4. ARAZİ ÖLÇÜMLERİ VE VERİ ANALİZİ (FIELD MEASUREMENTS AND DATA ANAYSIS) Mikrotremor ölçümleri, Ankara basenindeki yer etkilerini belirlemek amacı ile Pliyo-Kuvaterner sedimanlarda 352 noktada gerçekleştirilmiştir (Şekil 2). Bu ölçümlerden 207 (58.81%) adedi Kuvaterner (alüvyon ve teras) ve 132 (37.50%) adedi Pliyo-Pleyistosen akarsu çökelleri üzerindedir. Ayrıca 13 (3.69%) adet ölçüm de Pliyo- Kuvaterner zeminler için referans olması ve sayısal haritalarda ölçüm noktaları arasında mekansal interpolasyon işlemi sırasında birim geçişlerindeki hata payını azaltmak amacıyla temel kayada alınmıştır. Mikrotremor ölçümlerinde kullanılan yatay ve düşey bileşenler arasındaki spektral oranlar yöntemi (H/V), bölgenin hakim titreşim periyotlarını ve zemin büyütme oranlarını belirlemek için kullanılmıştır. Deneysel sonuçların doğruluğunu kontrol etmek ve zemin profiline dair daha güvenilir bilgiler elde etmek amacıyla Ankara baseninde gerçekleştirilen ivme-ölçer akselerometre ile alınan H/V mikrotremor ölçümleri çalışma alanında yapılan diğer zemin araştırması çalışmaları ile karşılaştırılarak güvenilirlikleri kontrol edilmiştir (örneğin, yerinde sismik ölçümler ile bazı kontrol noktalarında geniş-bant sismometre kullanılarak alınan H/V mikrotermor ölçümleri).

152 334 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR Şekil 2. Çalışma alanındaki temel jeolojik birimler ve mikrotremor ölçüm noktaları [8] ve [10] den değiştirilerek alınmıştır (The major geologic units and microtremor measurement locations in the study area) 4.1. Mikrotremor Ölçüm Yöntemleri ve Verilerin Analiz edilmesi (Microtremor Measurement Methods and Data Analyses) Mikrotremor arazi ekipmanı verilerin analiz edilmesi için 24-bit dijital kayıt birimi ile DATAMARK LS-8000 WD A/D tipi ölçüm cihazı (Hakusan Co. Ltd.) ve JEP-6A3 üç bileşenli ivme-ölçer akselerometreden (Akashi Co. Ltd.) oluşmaktadır. 1µg ve 1 mgal e (cm/s/s) tekabül eden sensör ve LS-8000 WD sayısallaştırıcının çözünürlüğü, diğer ivme-ölçer sensörler ile karşılaştırıldığında H/V mikrotremor deneyi için olan ortam titreşim seviyelerini tespit etmek için yeterli olduğu söylenebilir (Kudo, kişisel görüşme, 2012). Ayrıca, çalışma alanında farklı zeminlerde temsili 10 kontrol noktasında (Şekil 2) Pliyo- Kuvaterner sedimanlar üzerinde 1 Hz lik hız-ölçer sensörlü Guralp CMG-40TD geniş-bant sismometre ile birlikte 24-bit sayısallaştırıcı kullanılarak H/V kısa periyotlu gürültü ölçümleri de alınmıştır. Bu ölçümler ivme-ölçer akselerometre ile yapılan ölçümlerin doğruluğunu ve güvenilirliğini test etmek amacıyla alınmıştır. İvme-ölçer sensörü ile elde edilen H/V spektrumlarıyla aynı lokasyondaki hız-ölçer sismometre sensörü ile yapılan kontrol ölçümleri karşılaştırıldığında, bu yöntemin zemin hakim titreşim periyotlarını ve büyütme oranlarını kestirmede nispeten tutarlı sonuçlar verdiği açıkça gözlemlenebilir (Şekil 3 ve 4). H/V yöntemi, tek bir noktadaki ortam gürültüsünün yatay bileşeninin spektral oranının düşey bileşenine oranına dayanmaktadır [2]. Bu yöntemin amacı S-dalgalarının yumuşak sedimanlardan dolayı büyütme değerinin mikrotremor ölçümleri ile belirlenmesini amaçlamaktadır. Kaydedilen ortam gürültüsünün yatay ve düşey bileşenlerinin spektral oranının, bir deprem kaydındaki S-dalgalarının yüzey sedimanlardaki kaydının sediman katmanının en altındaki sediman-anakaya ara yüzündeki S-dalgalarına oranına eşdeğer olduğu düşünülmektedir. Şekil 3. Farklı sensörlerle analiz edilmiş H/V spektrumlarından örnekler (siyah çizgi ivme- ve gri çizgi hız-ölçer). Kuvaterner alüvyon zeminler MOB-11, -29, - 175, -321, -343 ve -55 tarafından ve Kuvaterner teras ile Pliyo-Pleyistosen zeminler sırasıyla MOB-250 ve -91 tarafından temsil edilmektedir. (Examples of analyzed H/V spectra at different sites (black line acceleration- and gray lines velocimetersensor). The Quaternary alluvium sites are represented by MOB-11, -29, -175, -321, -343 and 55, and the Quaternary terrace and Plio-Pleistocene sites are represented by MOB-250 and 91, respectively.)

153 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR 335 Şekil 4. İnce gevşek alüvyon sediman tabakaları ile kaya birimleri arasındaki tekdüze olmayan yüzey topografyası konfigürasyonu ile ilişkili keskin empedans kontrastı (yüksek zemin büyütme oranları) örnekleri (MOB-345 ve MOB-3) (The sharp impedance contrast between the thin layer of loose alluvial sediments and the rock units in relation to the non-uniform configuration of the surface topography, i.e., MOB-345 and MOB-3) Saha etkilerinin belirlenmesinde kısa-periyotlu mikrotremorlerin kullanımı uzun yıllardır incelenmekte olan bir yöntemdir. Yapılan bu çalışmalarda mikrotermor ölçümlerinde yatay hareketin kısa-periyotlarda temelde kayma dalgalarından meydana geldiği ve yatay hareketleri spektrumunun sahadaki zeminin transfer fonksiyonunu yansıttığı varsayılmaktadır. Ayrıca zeminlerin rezonans frekansının doğrudan ölçülmesi yoluyla zayıf sedimanların baskın titreşim periyotlarının ve zemin büyütme seviyelerinin belirlenmesi mümkün olmaktadır. Bu yaklaşım, bazı değişikliklerle birlikte çok farklı sismik ortamlarda yer etkilerinin karakterize edilmesi için bu zamana kadar başarıyla kullanılmıştır [3, 11, 12]. Saha tepkisinin belirlenmesi için kullanılan mikrotremor yöntemleri iki grupta kategorize edilebilir. Bunlar analitik (teorik) ve yeterli bir belirleme seviyesine imkan tanıyan ampirik yöntemlerdir. Ancak, bu çalışmada da kullanılan frekans spektrumunun üç bileşenli sismograf kullanılarak kaydedilen kayıttan hesaplanması prensibine dayanan ampirik yöntemlerin daha etkili olduğu söylenebilir. Analizinin basitliği, farklı saha koşullarında sadece birkaç dakika kısa-periyot gürültü kaydının alınması sayesinde hızlı arazi çalışmalarına imkan tanıması ve düşük maliyetli gürültü ölçümlerinin kullanılmasından dolayı saha etkilerinin değerlendirilmesinde sıklıkla kullanılmaktadır. H/V yönteminin ortaya koyulmasının ardından [2], yer hareketi tepkisinin elde edilmesi için ortam gürültüsü ölçümlerinin kullanımı çeşitli çalışmalarda başarı ile uygulanmıştır. Bu yöntem özellikle baskın titreşim periyotlarını ve yumuşak çökellerin zemin tepkilerini başarılı bir şekilde belirleyebilmektedir [13, 14]. Birçok deneysel veri seti H/V spektral oranların ham gürültü spektrumu verisinden çok daha kararlı olduğunu doğrulamaktadır [3; 12]. Buna ek olarak, zayıf zemin özelliği gösteren alanlarda bunlar genellikle temel rezonans frekansı ile iyi bir şekilde örtüşebilen belirgin pikler ortaya koyarlar. Ancak bu piklerin anlamı ve büyüklüğü H/V yöntemi ile ilgili çalışmalarda halen tartışılmakta olan bir konudur. Ortam gürültüsünün doğasının sadece sediman katmanların tamamını başarılı bir şekilde tetikleyecek her yönde hissedilebilen enerjiye sahip olmayan yüzey kaynakları ile kısıtlı olmadığına da dikkat edilmelidir [13]. Dolayısıyla, ortam gürültüsü kayıtlarının, H/V spektral oranlarının temel frekansının belirlenmesine olanak sağladığı ancak daha yüksek modların tekrar oluşturulmasını her zaman başaramadığı sonucuna varılmıştır. Elde edilen büyütme oranları çeşitli parametrelere karşı çok hassastır (örneğin, hız kontrastı, Poisson s oranı ve kaynak-kayıtçı mesafeleri vb.) ve bu nedenle meydana gelen arka plan gürültüsü göz önüne alındığında kesin olarak doğrulanamamaktadır [15, 16]. Gürültü kayıtlarının anlamı ve büyüklüğü H/V yöntemi açısından halen tartışılmakta olan bir husus olmasına karşın, spektral eğrilerden elde edilen baskın titreşim periyodu değerlerinin güvenilir olduğu hususunda genel bir fikir birliği söz konusudur [17] Sismik Saha Karakterizasyonu ve Veri Analizleri (Seismic Site Characterization and Data Analysis) Yer hareketi büyütmelerindeki mekânsal dağılımların belirlenmesinde, sismik saha koşullarının haritalanmasında ve ayrıca hem büyüklük hem de frekansa bağlı saha büyütmelerinin niceliksel olarak belirlenmesinde sistematik yaklaşımlar geliştirilebilir [18]. Buna bağlı olarak, sismik saha koşullarının karakterize edilmesinde, standartlaştırılmış bir yöntem olan zeminlerin ilk 30 m sindeki ortalama kayma dalgası hızlarının ölçümlenmesi yöntemi kullanılabilir (International Code Council) [19]. IBC 2006 tasarım koduna göre zemin sınıfları için bölgesel bir Vs modeli geliştirmek üzere çalışma alanında Pliyo-Kuvaterner sedimanlar üzerinde 259 noktada sismik hız ölçümleri alınmış [1] ve zeminlerin ilk 30 metresindeki ortalama kayma dalgası hızları hesaplanmıştır [20] (Şekil 5). Bu ölçümlerin 217 (84 %) adedi Kuvaterner ve 42 (16%) adedi Pliyo-Pleyistosen sedimanlarda gerçekleştirilmiştir. Kuvaterner alüvyon sahalar 30 metre derinlik içerisinde Holosen alüvyon ve altında daha sıkı sediman istiflerinden oluşmaktadır. Alüvyon sedimanların kayma dalgası hızları 80 ile 200 m/s arasında değişirken bu birimin altında yer alan istifler genellikle 300 m/s den daha yüksek hıza sahiptir. Kuvaterner teras çökeller ise genellikle ince bir teras sediman birimine (10 metreden az) ve bunun altında daha sıkı sediman malzemelerine sahiptir. Teras sedimanların kayma dalgası hızları 180 ile 240 m/s arasında değişmekte ve altında kalan çökellerin hızı ise genellikle 300 m/s nin üzerindedir. Son olarak, Pliyo-Pleyistosen çökellerde genellikle 230 ile 440 m/s arasında kayma dalgası hızları ölçümlenmiş ve derinlik arttıkça hız değerlerinin arttığı görülmüştür. IBC (2006) tarafından belirtilen saha koşulları göz önünde bulundurulduğunda, sedimanter birimler genel olarak çeşitli alt gruplara ayrılmıştır ve bu birimlerin Vs(30) sonuçlarının dağılımının yorumlaması istatistiksel olarak incelenmiştir (Tablo 1). Kuvaterner sedimanlarda farklı Vs(30) karakteristiklerine sahip iki birim vardır, bunlar E-Sınıfı Kuvaterner alüvyon birimi ve D-Sınıfı Kuvaterner alüvyon ve teras çökelleridir (Tablo 1). Kuvaterner (Holosen) alüvyon birim içerisindeki Vs(30) değişimi, sahadaki ilk 30 metre içerisinde daha sıkı zemin karakteri olan teras çökelleri ve Pliyo-Pleyistosen akarsu çökellerinin varlığından etkilenmiştir. Kuvaterner teras birimler genellikle Kuvaterner alüvyon birimlerden daha sıkı karakterdedir, ancak etrafında yer alan daha yaşlı sedimanlardan daha az sıkı olma eğilimindedirler. Bu çökellerin kalınlığı genelde 10 metreden daha az olarak belirlenmiş ve ilk 30 metre içerisinde önemli miktarda daha sıkı zemin karakteri olan Pliyo-Pleyistosen sedimanlara rastlanmış ve bunlar Vs(30) değerlerini arttırarak etkilemiştir. Pliyo-Pleyistosen sedimanlar,

154 336 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR çevrelerinde yer alan ve nispeten daha sıkı olan Vs(30) değerleri ortaya koyan Kuvaterner çökeller ile karşılaştırıldığında özellikle daha iyi çimentolanmış, deforme olmuş ve sismik hızları yükselmiştir. Pliyo- Pleyistosen çökeller ölçüm noktalarında genellikle 30 metreden daha kalın olarak gözlemlenmiştir. Şekil 5. Temel jeolojik birimler ve sismik ölçüm lokasyonlarının gösterildiği çalışma alanı haritası [20] (The map of major geologic units and locations of seismic measurement locations) Tablo 1. Jeolojik birimlerin zemin karakteristiklerinin istatistiksel dağılımı ve bunların Vs(30) verisine göre IBC 2006 zemin sınıflandırmaları (Statistical distribution of the soil characteristics of geologic units and their IBC 2006 site classes based on Vs(30) data) Jeolojik Birim Ort. V s (30) (m/s) Std. S. (m/s) Aralık (m/s) Veri Sayısı Oran (%) Zemin Sınıfı (IBC 2006) Genel Açıklama Kuvaterner Class C Class D Class E Holosen-Üst Pleyistosen Kuvaterner alüvyon Class C Class D Class E Holosen Kuvaterner teras Class C Class D 0 - Class E Üst Pleyistosen Pliyo-Pleyistosen Class C Class D 0 - Class E Üst Pliyosen - Pleyistosen 1 Vs(30) verisinin değerlendirilmesi esnasında, Pliyo- Kuvaterner sedimanların genellikle mevcut daha genç ve daha yaşlı jeolojik birimlerin kayma dalgası hızı kategorileri arasındaki sınırda yer alan değişken hız aralıkları verdiği gözlemlenmiştir (Tablo 1). Alüvyonun kalınlığına bakılacak olunursa, bu birimin yüzeyde olduğu Vs(30) profillerinde ilk 30 metre altında farklı malzemeleri içeriyor olması önemlidir. Ayrıca, yüzey örtü malzemesi niteliğindeki alüvyon kalınlığı bu basenin sınırına doğru kademeli olarak azalmaktadır. Bu nedenle, ilk 30 m derinlik içerisinde altında farklı malzeme olan alüvyon birimlerin litolojik kalınlığı azaldığında doğal olarak Vs(30) değerlerinin kademeli olarak arttığı gözlemlenmiştir. Sonuç olarak, Vs(30) verilerine dayanan saha karakterizasyon çalışmaları sediman koşulları için uygun bir niceliksel ölçüttür ve sedimanter birimlerin karakteristikleri ile yer etkilerinin karşılaştırmalı olarak değerlendirilmesine olanak sağlayan yerel zemin koşullarının tanımlanmasında değerli sonuçlar ortaya koymaktadır.

155 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR ÇALIŞMA ALANINDA YER ETKİLERİNİN DEĞERLENDİRİLMESİ (ASSESSMENT OF SITE EFFECTS IN THE STUDY AREA) Şekil 3 ve 4 te çeşitli noktalar için H/V tepki spektrumu örnekleri verilmiştir. Farklı çökel alanları için olan H/V spektrumları daha sıkı zemin özelliği gösteren Pliyo- Pleyistosen akarsu sedimanları için nispeten daha düz tepki eğrileri verdiği (Şekil 3, MOB-91) ve diğer yandan alüvyal zemin noktalarında ise genellikle hakim titreşim periyotlarını belirleyen maksimum (pik) büyütme oranları verdiği görülmektedir (Şekil 3, MOB- 11, 29, 175, 321). H/V titreşim periyodundaki değişim genellikle alüvyon için sediman karakteristiğine ait H/V pik periyodu ne kadar yüksek ise alüvyon çökelin kalınlığının da o kadar fazla olacağı şeklinde yansımaktadır. Bu ilişki her noktada birebir doğru olmasa bile H/V titreşim periyodu arttıkça büyütme oranlarının daha yüksek olacağına dair genel bir eğilim söz konusudur. Bunun aksine, H/V oranının pik noktasındaki değerinin genellikle depremin bu noktada göstereceği pik değerinden daha düşük olma eğilimi olduğu da unutulmamalıdır [15]. Çalışma alanındaki H/V tepki spektrumları Kuvaterner sahalarda genellikle her iki sensörle (hız- ve ivme-ölçer) yapılan ölçüm sonuçları için yüksek periyotlarda benzer pik frekanslara sahiptirler (Şekil 4, MOB-11, 321 ve 343). Bu zeminler alüyyon kalınlığının nispeten yüksek olduğu noktalardır. Ancak çalışma alanında bazı istasyonlardan alınan ölçüm sonuçlarında alüvyon kalınlığı fazla olmasına karşın alanın genel karakteristiği düşünüldüğünde hem hakim titreşim periyotları hem de H/V büyütme oranları benzerlik göstermemektedir (Şekil 3, MOB-55). Bunun nedeni, yüksek seviyedeki gürültü nedeniyle H/V spektrumunun şeklini tamamen bozan çok yoğun araç trafiğinin olduğu alanlarda ölçüm yapılmasıdır. Ayrıca, sıkı zemin özellikleri gösteren malzemeler ile (örneğin, anakaya veya çok sıkı zemin) yoğunluğu daha düşük yumuşak sedimanlar arasındaki litolojik sınır seviyelerindeki empedans farkı (rezonans özelliği), çalışma alanındaki bazı noktalarda kayıtların spektral grafiklerinin değişimlerinden açıkça çıkarılabilmektedir (Şekil 4). Bunun nedeninin muhtemel yüzey topografyasının tekdüze olmayan (non-uniform) yapısı ile alakalı olarak bu iki tabaka arasındaki keskin empedans farkından (yüksek zemin büyütme oranlarından) dolayı olduğu düşünülmektedir [21]. Mikrotremor ölçümleri sonucunda elde edilen sonuçlar temel alınarak Ankara baseni için saha tepkisi dağılımları haritalanmıştır. Öncelikle, ölçüm noktaları arasında mekansal interpolasyon işlemi gerçekleştirilerek Ankara baseni genelindeki hakim titreşim periyodu dağılımlarının haritası hazırlanmıştır (Şekil 6). Daha sonra bu harita üzerinde yine hakim periyotlarda gözlemlenen maksimum büyütme seviyeleri her bir ölçüm noktasında interpolasyon yapılmadan değerlendirilmiş ve büyütme seviyeleri açısından kademeli olarak büyüyen boyutlu semboller olarak gösterilmiştir (Şekil 6). Bunun sebebi Nakamura yönteminin niteliksel karakterinin H/V oranının pik değeri tarafından erişilen seviyelerinin güçlü bir sarsıntı esnasında yüzeydeki bir sinyalin büyütmesi ile ilişkilendirilmesinin hâlihazırda sağlanamamasından kaynaklanmaktadır [4, 12]. A B Şekil 6. H/V yöntemi ile elde edilen hakim titreşim periyodu ve maksimum büyütme seviyeleri haritası (Map of fundamental periods and maximum amplification levels obtained with the H/V method) Şekil 6 da sunulan haritada hakim titreşim periyotlarındaki genel eğilimlerin çalışma alanındaki birimlerin dağılımı ile tutarlı olduğu görülmektedir. Hakim periyotlardaki genel dağılımlar Ankara baseninde alüvyondan kaya zeminlere kadar farklı litholojik birimlerin yer almasından dolayı göreceli olarak farklılıklar göstermektedir. Hakim titreşim periyotları Kuvaterner yaşlı alüvyon sedimanları için 0.4 ile 0.9 s arasında değişmektedir. Titreşim periyotlardaki bu farklılıkların olası nedenleri sediman özellikleri ve kayma dalgası hızlarındaki değişkenliğin yanı sıra alüvyon zeminlerin kalınlıklarıdır.

156 338 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR Bu düşüncenin doğruluğunu kanıtlamak amacıyla, Ankara baseni genelindeki sediman kalınlıklarını ve karakterlerini incelemek amacıyla üç farklı kesit boyunca düşey ve yanal değişimleri gösteren 2 boyutlu Vs profilleri çıkarılmıştır (Şekil 7). Kesitlerin doğrultuları Şekil 5 te verilmiştir (A-A, B-B ve C-C ). Eksenel çökelim sisteminin kontrolündeki güncel dere yatakları ve bunların ana kolları göz önünde bulundurulduğunda, alüvyon çökellerinin kalınlıklarının yüksek olduğu alanlarda kayma dalgası hızları nispeten düşüktür (Şekil 7a ve b). Ancak, Pliyo-Pleyistosen akarsu çökellerinin kalınlığı nispeten daha fazladır ve Vs sonuçları derinlik arttıkça sürekli olarak artış gösterir. Bundan dolayı, basenin ekseni boyunca derinlik değişimi genellikle Kuvaterner alüvyon çökellerin kalınlığı ile doğrudan ilişkilidir. Bu durum genellikle pekişmemiş zemin özelliği gösteren bu birimlerin sediman karakteristikleri ve litolojik kalınlıkları ile H/V yönteminden elde edilen hakim titreşim periyotları arasında iyi bir uyum olduğunu göstermektedir. Ankara baseninin kenar sınırlarında baskın olan marjinal çökelim sistemi (Şekil 7c) topoğrafya eğiminin değişimine göre moloz akması ve örgülü nehirler tarafından çökelmiş teras ve alüvyon yelpazesi konglomeralarından oluşmaktadır. Marjinal çökelim ortamının doğasından dolayı dane boyları ince daneli alüvyon ovası sedimanlarını oluşturan eksenel taşkın ovası çökelim sistemi sedimanlarından daha büyüktür. Bu nedenle, kaba daneli çökellerin Vs sonuçları ince daneli çökellere göre daha yüksektir [22]. Doğal frekansları sediman kalınlığına dönüştürmek kolay bir işlem değildir. Zemin büyütme seviyelerindeki değişimler basen genelinde ortalama Vs değerlerinde bazı farklılıklar yaratmaktadırlar. Genellikle basen kenarlarda ve güncel nehir yataklarının sığ yan kollarında nispeten daha düşük büyütme seviyelerine rastlanılmıştır ve daha ince alüvyon tabakası kalınlıklarından dolayı daha düşük sönümlenmeler söz konusudur. Şekil 6 da sunulan harita göz önünde bulundurulduğunda, baskın periyotlarda gözlemlenen maksimum büyütme seviyeleri çökelim ortamı ve sediman karakteristiğinden dolayı değişkenlik göstermektedir, ancak bunlar Ankara baseninin litolojik birimleri ile nispeten uyumludur. Bu genel eğilim bazı noktalarda büyütme seviyelerinin genel karakteristiğini yansıtmıyor olabilir. Örneğin, H/V sonuçları düşey bileşenindeki olası büyütmelerden dolayı alüvyon sedimanlarının ana ekseni boyunca bazı noktalarda daha düşük büyütme seviyesi sonuçları vermektedir. Bunun yanısıra, H/V sonuçlarının basen kenarındaki alüvyon tabakası kalınlığının nispeten düşük olduğu zeminlerde ve temel kayası ile arasındaki sınıra yakın yerlerde yüksek büyütme seviyelerini de temsil edebilir (empedans farkı; Şekil 6). Vs sonuçlarının H/V sonuçları ile karşılaştırılması göz önünde bulundurulduğunda, Ankara basenindeki hakim titreşim periyotları ile maksimum büyütme seviyeleri genel olarak sismik sediman özellikleriyle iyi bir uyum göstermiştir. Ankara nın batısında Pliyo-Kuvaterner zeminler üzerindeki bu çalışma alanı yaklaşık olarak 250 km 2 den büyük makro ölçekli bir bölgedir. Bundan dolayı bahsedilen bu büyük ölçekteki mikrotremor ve sismik veri bankası ile arazide uygulanan yöntemlerin sonuçları ancak sayısal haritalar ya da tablolar biçiminde sunulabilmiştir. Bu sebeple, doğası gereği uygulamalı arazi çalışmalarında kullanılan yöntemlere ait belirsizlikleri ve içerdikleri sayısal/verisel hatalara ilişkin detaylı bir bilgi verilmesi çok zordur. Bu amaçla çalışılan alandaki mikrotremor verileri; yapılmış olan sismik ölçümler, jeolojik veriler ve jeoteknik sondaj çalışmalarından elde edilen dinamik zemin karakterizasyonu sonuçları ile karşılaştırılmıştır. Bununla da yetinilmeyip mikrotremor verileri ayrıca kendi içerisinde farklı sensörler yardımıyla belirli alanlarda yeniden değerlendirilerek yapılan ölçümlerin doğruluğu ve güvenilirliği test edilmiştir. Tüm bu kontrollü ve karşılaştırmalı olarak yapılan çalışmaların sonuçlarına bakıldığında yukarıda da belirtildiği üzere çalışmaların tolerans limitleri içerisinde tutarlı ve güvenilir olduğu söylenebilir. Şekil 7. Çalışma alanında farklı en kesitlerden alınan 2- boyutlu derinlik modelleri, A-A' (a), B-B' (b) ve C-C' (c). Bu kesitlerin doğrultu yönleri Şekil 5 te verilmiştir (2-D basin depth models taken from the different crosssections in the study area, namely A-A (a), B-B (b) and C-C (c). Note that the trends of these sections are presented by Figure 5) 6. SONUÇLAR (CONCLUSION) Bu çalışmada Ankara nın batısındaki gibi küçük ve orta büyüklükte sismik aktivite gösteren alanlardaki yerel zemin koşullarının ve buna bağlı yer etkilerinin belirlenmesi için yapılan uygulamalı yöntemler detaylı olarak açıklanmıştır. Bu çalışmalar, deprem tehlikesi değerlendirmelerine ve buna bağlı olarak yapılacak olan mekânsal planlama çalışmalarına önemli bir altlık teşkil edecektir. Çalışma alanı hali hazırda ve gelecekte Ankara nın önemli büyüme potansiyeline sahip yerleşim alanlarının içerisinde yer almaktadır. Yakın geçmişteki yaşadığımız örnekler, Ankara baseni ve çevresinde meydana gelebilecek önemli sismik aktivitelerin Ankara nın yoğun nüfuslu şehir merkezini etkileyebileceğini göstermektedir. Ankara şehir merkezinin büyük fay sistemlerinden nispeten uzakta yer

157 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR 339 aldığı düşünülse de, bu gibi büyük şehirlerin kentleşme oranının hızla artması, aşırı nüfus, plansız kentleşme ve yetersiz altyapısından dolayı can ve mal kaybı açısından afet risklerine açıktır. Bu sebeple, yapılan bölgeleme çalışmaları ve yerel saha değerlendirmeleri; genel arazi kullanımı, kentsel planlama ve büyük gelişme alanları belirlenip onaylanmadan önce gerekebilecek özel çalışma sahalarının (örneğin Belediyeler için mikrobölgeleme çalışmaları vb.) belirlenmesi açısından Türkiye nin başkenti olan Ankara için önem teşkil etmektedir. Özellikle yapılan bu çalışmalar mülki ve yerel idareler, mühendisler, şehir plancıları ve acil durum müdahale personeli vb. için potansiyel tehlike ve riski doğru şekilde değerlendirebilmek ve zarar azaltma açısından genel anlamda faydalı olacaktır. Yapılan bu makro ölçekte bölgeleme çalışmalarının yukarıda belirtildiği gibi özel çalışma sahalarına adapte edilmesine yönelik olarak deprem tehlike analizlerinde ve risk azaltma çalışmalarında nasıl kullanılabileceğine dair bir örnek bu kısımda açıklanmıştır Kocaeli ve Düzce depremlerinden sonra çalışma alanının batısındaki Sincan Belediyesi sınırları içerisinde, Belediye İmar İşleri Müdürlüğünce tespit edilen kayıtlara göre 8 farklı mahallede toplam 73 binada hafif şiddette hasar tespit edilmiştir. Ayrıca bu bölgede bir caminin kubbesi çökmüş ve yapım aşamasında olan çok katlı binanın bir cephesi tamamen yıkılmıştır. Ayrıca, Etimesgut ilçesinde Ankara Şeker Fabrikası içerisindeki lojmanların bir kısmı hem yapı stokunun eski hem de zeminlerin çok zayıf olması sebebiyle depremden etkilenmiştir. Depremlere yaklaşık km uzaklıkta bulunan alanlarda bu şekilde hasar tespit vakalarının olması düşündürücüdür. Bahsedilen alanların zeminleri incelendiğinde bahsedilen bu çalışma kapsamında yapılan değerlendirmeler göre çok problemli alanlar üzerinde yer aldıkları görülmektedir. Şekil 6 da bahsedilen bu alanlar siyah renkli kare içerisinde A ve B bölgeleri olarak gösterilmiştir. Ayrıca Şekil 7 de A bölgesi A-A kesitinin batısında ve B bölgesi de C-C kesitinin merkezinde yer almaktadır. Şekil 8 de ise bu bölgelere ait büyütülmüş mekânsal alan haritaları verilmiştir. Bu alanları detaylı incelediğimizde A ve B bölgeleri güncel akarsu çökellerinin ekseninde yer alan (yer altı su seviyesi neredeyse yüzeyde), pekişmemiş zemin özelliği gösteren ve düşük kayma dalgası hızı özelliklerine sahip derin Kuvaterner alüvyon zeminler üzerindedir. Hakim titreşim periyotları ile zemin büyütme seviyelerinin de buna bağlı olarak yüksek olduğu görülmektedir (Şekil 6). Bu alanlar için depremlerin çok uzakta olmasına ve hasar yaratmayacağı düşünülmesine rağmen yerel zemin koşulların yaratmış olduğu saha tepkilerinden dolayı etkisi bu denli yüksek olmuştur. Yapılan bu örnek değerlendirme, yer etkilerinin belirlenmesine dair bu tür mekânsal bölgeleme çalışmalarının deprem tehlike analizlerine ve risk azaltma çalışmalarına çok önemli bir altlık teşkil ettiğini açıkça göstermektedir.. A B Şekil 8. Sincan ve Etimesgut ilçelerinde, Şekil 6 da belirtilen A ve B bölgelerine ait mekânsal alan haritaları. Şekillerdeki sarı kutular hasar tespitinin yapıldığı alanları göstermektedir (The spatial domain maps of A and B zones in Sincan and Etimesgut districts shown in Figure 6. In these figures, the yellow boxes indicate the areas where damage was detected) Bu çalışma sonucunda yer etkilerini tetikleyen üç ana unsurun olduğu belirlenmiştir. Bunlar jeolojik formasyonun yaşı, zemin tabakalarının kalınlığı ile daha genç sedimanter birimlerdeki zemin özellikleri ve tekdüze olmayan yeraltı konfigürasyonlarıdır. Kuvaterner alüvyon birimleri, yüzeye yakın yerlerde düşük sismik hız özellikleri gösteren zeminlerin yer almasından dolayı yüksek periyotlarda yer hareketlerini Pliyo-Pleyistosen yaşlı çökellere göre daha fazla büyütmektedirler. Ankara baseninde sismik verilerin H/V ölçümleri ile karşılaştırılması göz önünde bulundurulduğunda, hakim titreşim periyodu haritasındaki değişimlerin maksimum büyütme seviyeleri ile sismik saha karakterizasyonu sonuçları uyumluluk göstermektedir. Hakim periyotlardaki yüksek büyütmelerin çalışma alanında genellikle birim içinde düşük kayma dalgası hızı özelliklerine sahip daha kalın pekişmemiş sedimanlara tekabül eden Kuvaterner zeminler boyunca olduğu gözlemlenmiştir. Bu sonuçların karşılaştırılması H/V baskın periyot değerlerinin büyük ihtimalle pekişmemiş

158 340 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR sediman özelliklerinin yaratmış olduğu yer tepkilerinden dolayı artan büyüklük ivmeleri ile yükselebileceğini göstermektedir. Ayrıca, sismik dalgalarının yayılımı yüzey topografyasından ve tekdüze olmayan yeraltı konfigürasyonlarından ciddi şekilde etkilenmekte ve bu da pekişmemiş sedimanlar ile sağlam zemini teşkil eden birimler arasındaki büyük yoğunluk farklarından dolayı empedans özelliklerinin oraya çıkmasına neden olmaktadır. Dolayısı ile bu çalışma arka plan gürültüsünün kaydedilmesine dayanan H/V yönteminin genellikle hakim titreşim periyotlarını belirleyen maksimum büyütmeleri ortaya koyan düşük açılı dalıma sahip yumuşak alüvyon tabakalarının sismik davranışına dair güvenilir veriler elde edilebileceğini açık bir şekilde göstermektedir. TEŞEKKÜR (ACKNOWLEDGMENTS) Bu çalışmaya vermiş olduğu katkılarından dolayı Sayın Haluk Akgün, Sayın Uğur Kuran, Sayın Kıvanç Okalp, Sayın Mete Mirzaoğlu, Sayın Mert Eker ve Sayın Selim Cambazoğlu na teşekkürlerimi sunarım. KAYNAKLAR (REFERENCES) [1] Koçkar, M.K., Engineering geological and geotechnical site characterization and determination of the seismic hazards of Upper Pliocene and Quaternary deposits situated towards the west of Ankara, Ph.D. Dissertation, Middle East Technical University, Ankara, 401p, [2] Nakamura, Y., A method for dynamic characteristics estimation of subsurface using microtremor on the ground surface, Quarterly Report of Railway Technical Research Institute (QR of RTRI) 30:1, pp , [3] Lermo, J., Chavez-Garcia, F.J., Site effect evaluation using spectral ratios with only one station, Bulletin of the Seismological Society of America 83, pp , [4] Bard, P.-Y., Microtremor measurements: a tool for site effect estimation?, In: The effects of Surface Geology on Seismic Motion, Irikura, Kudo, Okada & Sasatani (Eds.), Rotterdam, pp , [5] Lacave, C., Bard, P.-Y., Koller, M.G., Microzonation: techniques and examples, In: Block 15: Naturgefahren - Erdbebenrisiko, (elektronik kitap: /publ/publ_b115/koller. pdf), 23 p, [6] Chatelain, J-L., Guillier, B., Cara, F., Duval, A-M., Atakan, K., Bard P.-Y., The WP02 SESAME team, Evaluation of the influence of experimental conditions on H/V results from ambient noise recordings, Bulletin of Earthquake Engineering 6, pp , [7] AFAD, T.C. Başbakanlık Afet ve Acil Durum Yönetimi Başkanlığı, Deprem Dairesi Başkanlığı Türkiye xx Deprem Kataloğu. [8] Erol, O., Yurdakul, M.E., Algan, Ü., Gürel, N., Herece, E., Tekirli, E., Ünsal, Y., Yüksel, M., Ankara nın jeomorfoloji haritası, MTA Rapor No: 6875, 300 p, [9] Kasapoğlu, K.E., Ankara Kenti Zeminlerinin Jeomühendislik Özellikleri, Doçentlik Tezi, Hacettepe Üniversitesi, Jeoloji Mühendisliği Bölümü, Beytepe, Ankara, [10] Akyürek, B., Duru, M., Sütçü, Y.F., Papak, İ., Şaroğlu, F., Pehlivan, N., Gönenç, O., Granit, S. ve Yaşar, T., Ankara şehri çevresinin jeolojisi ve doğal kaynakları, MTA Derleme No: 9961 (yayınlanmamış), [11] Chávez-García, F. J., Site effects: from observation and modeling to accounting for them in building codes, Chapter 3, Earthquake Geotechnical Engineering. 4 th International Conference on Earthquake Geotechnical Engineering-Invited Lectures. Kyriazis D. Pitilakis (Eds.), Springer, pp , [12] Duval, A.M, Méneroud, J.P, Vidal, S., Singer, A, De Santis, F., Ramos, C., Romero, G., Rodriguez, R., Pernia, A., Reyes, A. and Griman, C., Caracas, Venezuela, Site effect determination with microtremors, Pure and Applied Geophysics 158, pp , [13] Lachet, C., Bard, P. Y., Numerical and theoretical investigations on the possibilities and limitations of Nakamura s technique, Journal of Physics of the Earth 42, pp , [14] Mucciarelli, M., Reliability and applicability of Nakamura s technique using microtremors: an experimental approach, Journal of Earthquake Engineering 2:4, pp , [15] Bonnefoy-Claudet, S., Cornou, C., Bard, P.-Y., Cotton, F., Moczo, P., Kristek, J., Fah, D., H/V ratio: a tool for site effects evaluation. Results from 1-D noise simulations, Geophysical Journal International 167:2, pp , [16] Bour, M., Fouissac, D., Dominique, P., Martin, C., On the use of microtremor recordings in seismic microzonation, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 17, pp , [17] Raptakis, D.G., Manakou, M.V., Chavez-Garcia, F.J., Makra, K.A., Pitilakis, K.D., 3D configuration of Mygdonian basin and preliminary estimate of its site response, Soil Dynamics and Earthquake Engineering 25, pp , [18] Wald, D.J., Allen, T.I., Topographic slope as a proxy for seismic site conditions and amplification, Bulletin of the Seismological Society of America 97:5, pp , [19] International Code Council, ICC., International Building Code. Structural and fire-and life-safety provisions (seismic, wind, accessibility, egress, occupancy and roof codes), Whittier, CA, 2006.

159 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Mustafa Kerem KOÇKAR 341 [20] Koçkar, M.K., Akgün, H., Rathje, E.M., Evaluation of site conditions for the Ankara basin of Turkey based on seismic site characterization of nearsurface geologic materials, Soil Dynamics and Earthquake Engineering, 30, pp. 8-20, [21] Horike, M., Zhao B., Kawase, H., Comparison of site response characteristics inferred from microtremors and earthquake shear waves, Bulletin of the Seismological Society of America 91, pp , [22] Eker, A. M., Koçkar, M.K., Akgün, H., Local site characterization and seismic zonation study by utilizing active and passive surface wave methods: A case study for the northern side of Ankara, Turkey, Engineering Geology 151, pp , 2012.

160 Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Dergisi Part:C, Tasarım Ve Teknoloji GU J Sci Part:C 4(4): (2016) Hardox-500 Sac Malzemenin Şekillendirilebilirlik Davranışı Üzerinde Isıl İşlemin Etkisi Hakan GÖKMEŞE 1,, Mustafa ÖZDEMİR 2 1 Konya Necmettin Erbakan Üniversitesi Seydişehir Ahmet Cengiz Müh. Fak. Met. ve Mlz. Müh. Böl., Konya/TÜRKİYE 2 Bozok Üniversitesi Teknik Bilimler M. Y.O. Mak. ve Met. Tekn. Böl., Yozgat/TÜRKİYE ÖZ Başvuru: 08/11/2016 Düzeltme: 20/11/2016 Kabul: 30/11/2016 Gerçekleştirilen çalışmada, Hardox 500 sac malzeme oda sıcaklığında 90º V dip bükme kalıbında şekillendirildiğinde, kırılma ve çatlamalar meydana gelmiştir. Sac malzemenin şekillendirilebilirliğini arttırmak amacıyla farklı sıcaklıklarda (850ºC, 900ºC, 950ºC ve 1000ºC) normalizasyon ısıl işlemi uygulanmıştır. Normalizasyon ısıl işlemi sonrasında sac malzemelere, V dip bükme kalıbı kullanılarak direk ve ezerek bükme işlemleri uygulanmıştır. Bükme işlemleri sonrası sac malzemelerde, makro ve mikro boyutta herhangi bir kırılma veya çatlak oluşumlarının meydana gelmediği tespit edilmiştir. Artan normalizasyon ısıl işlem sıcaklıklarında, geri esneme miktarlarının azaldığı belirlenmiştir. Ezerek bükme işlemlerinde ise, geri esneme değerlerinin azaldığı tespit edilmiştir. Anahtar kelimeler: Geri esneme, V dip bükme, normalizasyon ısıl işlemi The Effect Of Heat Treatment On The Formability Behavior Of Hardox-500 Sheet Material ABSTRACT In this study, fracture and cracking were occurred when Hardox 500 sheet material formed at 90 V bottoming bending dies at room temperature. Hardox 500 sheet materials were normalized at different temperatures (850ºC, 900ºC, 950ºC and 1000ºC) to increase formability. Direct and crushed bending processing were made using the V bottoming bending die on the sheet materials after the normalization heat treatment. After macro and micro analyses of bended sheet materials, any crack and fracture formation were not observed. The amount of spring back decreased with increasing normalization temperatures. In the crushed bending process, it is also determined that the amount of spring-back value decreased. Keywords: Spring back, V bottoming bending, normalization heat treatment İletişim yazarı, hakan1440@gmail.com

161 344 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Hakan GÖKMEŞE, Mustafa ÖZDEMİR 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) Bükme işlemi, sac metal şekillendirme tekniklerinde talaş kaldırmadan yapılan en önemli uygulama alanlarından bir tanesidir. Bükme; işleme uygun bir kalıp aracılığıyla iş parçasına istenilen şekli ve profili kazandırmak amacıyla bir eksen etrafında döndürülmesi işlemidir. Bükme işlemleri neticesinde, sac malzeme üzerine kuvvet uygulandığında elastik ve plastik deformasyon meydana gelmektedir. Uygulanan kuvvete bağlı olarak malzeme üzerinde akma gerilmesi aşılamadığı takdirde elastik deformasyon (kalıcı olmayan şekil değiştirme), akma gerilmesi aşıldığı takdirde ise, kalıcı şekil değiştirme plastik deformasyon meydana gelmektedir. Sac metal şekillendirme işlemlerinde, zımba sac malzeme üzerinden kaldırıldığında sac malzemenin iç kısmında basma, dış kısmında ise çekme gerilmesi meydana gelmektedir. Çekme ve basma gerilmelerini birbirinden ayıran çizgiye nötr eksen denilmektedir (Şekil 1). Bükme uygulanan bölgede sac kalınlığı değişmediği kabul edilecek olursa, nötr eksen sac malzemenin ortasından geçmektedir. Malzeme üzerinde meydana gelen gerilmelerden dolayı, iç deformasyon bölgesinde kısalma, dış deformasyon bölgesinde ise uzama meydana gelmektedir[1] Şekil 1. Bükme işlemi neticesinde meydana gelen basma ve çekme gerilmesi (Compressive and tensile stresses occurring during the bending process) Hardox 500 sac malzeme aşınmaya karşı dirençli çeliklerdir. Aşınmaya karşı dirençli sac malzemeler endüstride yaygın olarak kullanılmaktadır. Özellikle; yüksek sertlik, yüksek mukavemet ve üstün tokluk özellikleri neticesinde tercih edilmektedirler. Hardox, enerji sektöründe buhar kazanları, havalandırma kazanları, eşanjör imalatlarında; taş ve maden taşıma gibi ağır işler yapan kamyon kasası, kırıcı-delici-yükleyici gibi iş makinesi parçaları, maden araçları, damper kasaları, kırıcı donanım gibi alanlarda yaygın bir şekilde kullanılmaktadır. Bu gibi yüksek mukavemetli sac malzemelerin oda sıcaklıklarında şekillendirme işlemleri neticesinde yırtılma, çatlama ve kırılma gibi istenmeyen durumlar meydana gelmektedir. Bu istenmeyen durumlar çeşitli ısıl işlemler neticesinde çözüldüklerinde ise, sac metal endüstrisinin en önemli problemi olan geri esneme davranışı meydana gelmektedir [2-4]. Geri esneme istenen ölçü ve hassasiyetteki ürünlerin şekillendirme işlemleri sonrasında elde edilmesine etki etmektedir. İstenen ölçü ve hassasiyetteki ürünlerin elde edilmemesi deneme-yanılma yöntemi ile harcanan zaman, maliyet ve iş gücü gibi maddi kayıplara sebep olmaktadır. Geri esneme değerinin bilinmesi ile uygun açı ve ölçüde ürünler elde edilebilmektedir. Son yıllarda bükme işlemleri sonrasında meydana gelen geri esneme üzerine bir çok çalışmalar yapıldığı yapılan literatür incelemesi neticesinde belirlenmiştir. Özdemir ve arkadaşları, S235JR ve 16Mo3 sac malzeme üzerine uygulanan ısıl işlemlerin sac malzemenin mekanik özelliklerini ve şekillendirilmesi sonucunda meydana gelen geri ve ileri esneme davranışını incelemişlerdir [1, 5-8]. Tekaslan ve arkadaşları, bükme kalıplarında farklı kalınlık ve özellikteki sac malzemelerin geri esneme durumlarının incelenmesi üzerine deneysel bir çalışma gerçekleştirmiştir [9, 10]. Tekiner, serbest V bükme yöntemi kullanarak geri esnemenin deneysel olarak tespiti ve sonlu elemanlar yöntemiyle tahmini üzerine deneysel çalışmalar gerçekleştirmişlerdir [11]. Kılıç ve arkadaşları, 60 V bükme kalıbı kullanarak, farklı kalınlık ve genişlikteki DP600 sac malzemeyi, farklı deformasyon hızlarında şekillendirilmesi neticesinde meydana gelen geri esneme davranışlarını deneysel ve sayısal olarak incelemiştir [12, 13]. Thipprakmas ve arkadaşları, V bükme işlemlerinde, Taguchi ve ANOVA tekniği kullanarak; geri ve ileri esnemede bükme açısı, malzeme kalınlığı ve zımba radyüsü, zımba bükme derinliği gibi işlem parametrelerinin sonlu elemanlar yöntemi kullanarak uygun kalıp tasarımı üzerine deneysel bir çalışma gerçekleştirmişlerdir [14-17]. Shukla ve Gautam, düşük karbonlu çeliğin ileri esneme davranışının deneysel ve sayısal analizi üzerine çalışma gerçekleştirmiştir [18]. Fei ve Hodgson, soğuk haddelenmiş TRIP çeliğinin, serbest V bükme işlemiyle deneysel ve sayısal olarak geri esneme davranışını incelemişlerdir [19]. Ling ve arkadaşları, AL2024-T4 sac malzemenin L kenar bükme işleminde, geri esneme analizini Sonlu elemanlar yöntemi (SEY) kullanarak incelemişlerdir [20]. Chan ve arkadaşları, sac metal şekillendirme işlemlerinde V bükmenin geri esneme davranışının SEY analizi üzerine çalışma gerçekleştirilmiştir. Zımba radyüsü, zımba açısı ve kalıp uç radyüsü parametrelerinin geri esneme üzerindeki etkisi araştırılmıştır [21]. Gerçekleştirilen çalışmada, aşınmaya karşı dayanıklı Hardox sac malzeme kullanılmıştır. Oda sıcaklıklarında şekillendirildiklerinde kırılma (ikiye ayrılma) meydana gelmektedir. Bu olumsuz durumu ortadan kaldırmak amacıyla 850, 900, 950 ve 1000ºC sıcaklıklarda normalizasyon işlemi uygulanmıştır. Uygulanan ısıl işlemler neticesinde sac malzemelere bükme işlemi uygulandığında çatlama ve kırılma davranışının makro ve mikro yapısal olarak meydana gelmediği belirlenmiştir. 2. DENEYSEL ÇALIŞMALAR (MATERİAL AND METHOD) Deneysel çalışmada; 4 mm kalınlığında, 30x60 mm boyutunda olan Hardox-500 sac malzemeler kullanılmıştır. Hardox-500 sac malzemesinin kimyasal bileşimi Çizelge 1 de gösterilmiştir. Malzemeler (0º) haddeleme yönünde, hidrolik makas ile kesilerek hazırlanmıştır. Kesme işlemi sonucunda, malzeme yüzeyinde ortaya çıkan çapak ve talaş oluşumları, malzeme yüzeyinden uzaklaştırılmıştır. Çizelge 1. Hardox sac malzemenin kimyasal bileşimi (%) (Chemical composition of hardox sheet material (%))

162 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Hakan GÖKMEŞE, Mustafa ÖZDEMİR 345 Deneysel çalışmalarda kullanılan bükme kalıbının erkek zımbası ve dişi kalıbı, C1390 makas çeliğinden, CNC Dik İşleme merkezinde hassas olarak imal edilmiştir. Bükme kalıbı malzemesinde, darbeden dolayı çatlama ve kırılma meydana gelebilmektedir. Bu nedenle, kalıp malzemesinin içyapısındaki gerilimleri gidermek için,gerilim giderme ısıl işlemi (660 C-75dakika) uygulanmıştır. Şekil 2 de deneysel çalışmalarda kullanılan bükme kalıbı, zımba (uç radyüsü 4,5 mm) ve deney numunesi şekli gösterilmiştir. Şekil 2. Deneysel çalışmalarda kullanılan bükme kalıbı (The bending die used in the experimental study) Oda sıcaklığında şekillendirme işlemi neticesinde kırılma meydana gelen malzemelerin, iç gerginliklerini azaltmak amacıyla normalizasyon ısıl işlemi, 850, 900, 950 ve 1000ºC sıcaklıklarda 60 dakika, deney numunelerine uygulanmıştır. Daha sonra deney numuneleri fırın atmosferinden bağımsız olarak, sakin hava ortamında soğutmaya bırakılmıştır. Soğuma işleminin etkinliğinde, oda sıcaklığına ulaşan sac malzemeler, bükme işlemine tabii tutulmuştur. Bükme işlemlerinde zımba, sac malzeme kalınlığı kadar yaklaşarak ve zımbanın sac malzeme kesit alanını ezmesine müsaade edilerek, deneysel çalışmalar gerçekleştirilmiştir. Bükme işlemlerinde kullanılan parametreler Çizelge 2 de gösterilmiştir. Deney numunelerine uygulanan, 850, 900, 950 ve 1000ºC farklı normalizasyon ısıl işlem sıcaklıklarının, özellikle bükme işlemlerinde elde edilen değerlerin güvenirliğini sağlamak amacıyla, her bir deney her bir normalizasyon sıcaklığı bakımından 5 defa tekrarlanmıştır. Bu bağlamda bükme yoluyla deformasyon çalışmaları açısından toplam 40 adet deney yapılmıştır. Deneyler, serbest bükme kuvvetinde ve zımba inme hızı 20 m/s de gerçekleştirilmiştir. Deneysel çalışmada tekrarlanan değerlerin aritmetik ortalamaları alınarak, ileri ve geri esneme eğrileri oluşturulmuştur. Ayrıca, deney serilerinden çıkan sonuçlar birbirleriyle karşılaştırılmıştır. Çizelge 2. Deneysel çalışmada kullanılan bükme parametreleri (Bending parameters used experimental studies) Bükme Parametresi Normalizasyon Sıcaklığı ( C) Isıl işlem Bükme İşlemi Direk Ezerek Sac Kalınlığı (mm) Bükme Açısı (derece) Deney Sayısı Toplam deney sayısı 40 Bükme işlemleri sonucunda elde edilen deney numuneleri, açıölçerle ön bir ölçme işlemine tabi tutulmuş ve daha sonra her bir parça DEA marka koordinat ölçme cihazı (CMM) kullanılarak hassas olarak ölçülmüştür. Ölçme işlemlerinde numune üzerinden 8 nokta alınarak, bu noktalar arasındaki açı değerleri hassas olarak ölçülmüştür (Şekil 3-a). Bu sayede ölçmede meydana gelebilecek hata en aza indirilmiş ve sonuçların güvenilirliği sağlanmıştır. olarak mikro yapı oluşumlarını incelemek amacıyla, numune deformasyon bölgesinden tel erozyon tezgâhı ile parçalar kesilmiştir (Şekil 3-b). Kesilen parçalar, metalografik incelemelere tabii tutulmuştur. Bu işlem aşaması için, numunelere sırasıyla zımparalama, parlatma ve dağlama işlemleri uygulanmıştır. İlk olarak numunelere, 600, 800, 1000, 1200 grid SiC abrasif zımparalama işlemi uygulanmıştır. Daha sonra 3 µm elmas süspansiyon kullanılarak parlatma işlemi yapılmıştır. Son olarak numuneler, %2 lik nital (2ml HNO3, 98 ml H2O) çözeltisi ile dağlanmıştır. Belirtilen metalografik çalışmalar sonrası, malzemelerin mikro yapısal karakterizasyonu değerlendirilmiştir. Şekil 3. Bükme işlemi sonrası deney numunelerinin gösterimi; a) CMM cihazında alınan noktalar, b) Tel erozyonda kesilen bölge (Samples after bending process; a) Points taken in CMM device, b) the area cut at wire erosion) Bükme işlemi sonrasında, normalizasyon ısıl işlemi uygulanan numunelerin içyapılarında deformasyona bağlı 3. SONUÇLAR VE TARTIŞMA (RESULTS AND DİSCUSSİON) Hardox-500 sac malzemesinin oda sıcaklığında 90º bükme kalıbı ve zımba (uç radyüsü 4,5 mm) ile bükülmesi neticesinde, kırılmalar meydana geldiği belirlenmiştir. Bükme işlemleri neticesinde kırılma meydana gelen deney numuneleri Şekil 4 te gösterilmiştir.

163 346 GU J Sci, Part C, 4(4): (2016)/ Hakan GÖKMEŞE, Mustafa ÖZDEMİR Şekil 4. Oda sıcaklığında bükme işlemi sonrası deney numuneleri (Test samples after bending process at room temperature) İstenmeyen bu durumu ortadan kaldırmak ve geri esneme üzerine olan etkisini incelemek amacıyla 850, 900, 950 ve 1000ºC normalizasyon ısıl işlemi uygulanmıştır. Uygulanan ısıl işlemler neticesinde, bükme işlemleri uygulanan malzemelerde herhangi bir çatlak ve kırılma meydana gelmediği belirlenmiştir. Şekil 5. Bükme işlemi sonrasında elde edilen geri esneme miktarları(the spring-back amounts obtained after the bending process) Herhangi bir olumsuz durumun meydana gelmediği numunelerden, elde edilen geri esneme değerleri Şekil 5 te gösterilmektedir. Sac metal şekillendirme işlemlerinde zımba sac malzeme üzerinden kaldırıldığında sac malzeme özelliklerine bağlı olarak geri esneme meydana gelmektedir. Bükme işlemleri neticesinde; sac malzemenin iç kısmında basma dış kısmında ise çekme gerilmeleri meydana gelmektedir. Basma gerilmeleri çekme gerilmelerinden büyük olduğunda sac malzemelerde geri esneme meydana gelmektedir (Şekil 6). 90º V bükme işlemi neticesinde oda sıcaklığında şekillendirilen numunelerde kırılma meydana geldiği belirlenmiştir. Ancak dört farklı sıcaklık altında uygulanan normalizasyon ısıl işlemleri sonrası, numunelerde makro boyutta herhangi bir olumsuz davranış meydana gelmediği belirlenmiştir. Numunelerin bükme işlemi sonrasında elde edilen geri esneme miktarları incelendiğinde (Şekil 5), normalizasyon ısıl işlemi sıcaklıklarında (850, 900, 950 ve 1000ºC) direk ve ezerek bükme işlemleri sonrasında elde edilen geri esneme değerlerini göstermektedir. Şekil 6. Basma ve çekme gerilmeleri neticesinde oluşan geri esneme [14] (Spring-back occurring in compression and tensile stresses) Normalizasyon ısıl işlem sıcaklıkları arttıkça, sac malzemelerin geri esneme değerlerinde azalma meydana gelmiştir. Uygulanan ısıl işlem sıcaklıklarının artması ve sac malzemelerin daha homojen bir hal alması nedeniyle iç gerginlikler azalmıştır. Gerginlikleri azalan sac malzemelerin geri esneme değerleri azalmıştır. Normalizasyon ısıl işlemi sonrası en yüksek sertlik değeri 384 HV olarak belirlenmiştir. Isıl işlem öncesine göre (520 HV) azalan bu sertlik değeri, malzeme geri esneme değerlerinin azalmasında bir diğer etkili parametre olarak gösterilebilir. Malzemenin dış ve iç yüzeyinde mevcut olan sırasıyla çekme ve basma kalıntı gerilmeleri, bükme ile şekillendirme işlemi neticesinde, ilave çekme ve basma kalıntı gerilmeleri ile karşılaşmaktadır. Bu durumda kalıntı gerilmeler büyümekte ve malzemede daha büyük geri esneme açılarının oluşmasına neden olmaktadır. Zımba sac malzeme deformasyon bölgesini ezerek şekil değiştirdiğinde ise malzeme içyapısında kalıntı gerilmeler azalmaktadır. Bu nedenle, gerilmeleri azalan malzemede daha düşük bir yaylanma değeri meydana gelmektedir [22].