II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ

Transkript

1 tmmob makina mühendisleri odası II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ BİLDİRİLER İ İ KİTABI İZMİR mmo yayın no : E/2001/278-1 KASIM 2001

2 tmmob makina mühendisleri odası Sümer Sok. No: 36/1-A Demirtepe, ANKARA Tel: (0 312) Fax: (0 312) ODA AIN NO: E/2001/278-1 ISBN BU APITIN AIN HAKKI MMO' NA AİTTİR. KAPAK TASARIMI: Ferruh ERKEM - İZMİR Tel / Fax: (0232) DİZGİ : TMMOB MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI İZMİR ŞUBESİ Atatürk Cad. No:422 / Alsancak / İZMİR Tel: (0232) Pbx BASKI: ALTINDAĞ MATBAACILIK - İZMİR Tel: (0232)

3 II. HİDROLİK PNÛMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 31 MMO, bu makaledeki ifadelerden, fikirlerden, toplantıda çıkan sonuçlardan ve basım hatalarından sorumlu değildir. Servohidrolik Amortisör Dinamometresinin Dinamik Modeli ve Simülasyonu TUNA BALKAN. SAMİM ÜNLÜSO Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI BİLDİRİ

4 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -445 SERVOHİDROLİK AMORTİSÖR DİNAMOMETRESİNİN DİNAMİK MODELİ VE SİMÜLASONU Tuna BALKAN. Samim ÜNLÜSO ÖZET Amortisör karakteristiklerinin elde edilmesinde kullanılan dinamometreler için mekanik, servohidrolik ve elektromanyetik olarak üç değişik tasarım sözkonusudur. Mekanik dinamometreler daha basit ve ucuzdur, ancak yetenekleri kısıtlıdır. Üstün performans ve esneklik sağlayan servohidrolik ve elektromanyetik dinamometreler ise daha karmaşık ve pahalıdır. Bu bildiride servohidrolik bir amortisör dinamometresinin dinamik modeli sunulmakta ve sinüs eğrisi veya üçgen dalga kullanılarak yapılan simülasyonlardan elde edilen sonuçlar karşılaştırılarak tartışılmaktadır. Sisteminin uygulanmasıyla ilgili yazılım ve donanım da incelenmiş ve öneriler yapılmıştır. GİRİŞ Amortisör, karayolu taşıtlarının süspansiyon sistemlerinde tekerlek ile gövde arasında yer alan ve gövde ve tekerlek titreşimlerini sönümlemek amacıyla kullanılan bir süspansiyon elemanıdır. aygın olarak kullanılan tek ve çift silindirli amortisörlerin yapısı Şekil 1'de gösterilmiştir. Atmosfer alfler Piston Silindir Hidroli k sıvı Piston kolu Atmosfer İç silindir Dış silindir iston Hidroli k sıvı (a) (b) Şekil 1. Amortisör yapısı, (a) Tek silindirli, (b) Çift silindirli Amortisörlerin çeşitli sistemlere uygulanmasında en önemli veri, piston hızının bir fonksiyonu olarak oluşan kuvvet karakteristiğidir. Otomobil süspansiyonu uygulamalarında, tekerlek hızının değeri yukarı doğru harekette (bump) aşağı doğru harekete (rebound) göre yaklaşık iki mislidir. Bu nedenle araç gövdesine uygulanan kuvvetin her iki durumda eşit olmasını sağlamak için, amortisörler Şekil 2'de gösterildiği gibi asimetrik kuwet-hız karakteristikleri verecek biçimde üretilirler [1].

5 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -446 Kuvvet * K Piston Hızı Şekil 2. Amortisör kuvvet-hız karakteristiği Amortisör testlerinde amaç, kuvvetin konum ve hızın bir fonksiyonu olarak ölçülmesidir. Bu nedenle, amortisörün bir ucu rijit bir çerçeveye monte edilmiş bir kuvvet ölçere bağlanır. Diğer ucu ise kasıntı olmayacak şekilde, sabit deplasmanda değişik hızlarda hareket ettirilerek konum ve hızın fonksiyonu olarak kuvvet ölçümleri alınır. Amortisör dinamometreleri mekanik, servohidrolik ve elektromanyetik olmak üzere üç sınıfa ayrılır. En yaygın olarak kullanılan mekanik dinamometreler göreceli olarak basit ve ucuz olmakla beraber, daha karmaşık ve pahalı olan servohidrolik ve elektromanyetik aygıtların sağladığı esneklik ve performansa sahip değildir. Mekanik dinamometrelerde amortisör karakteristiklerini sabit hız testleriyle elde etmek pratik değildir. Bu sistemlerde kullanılan motorun çıkışında dişliler veya dişli kayış yoluyla hız düşürülür. Dönme hareketi bir Harmonik Hareket Mekanizması ile doğrusal harekete çevrilerek, amortisörün bir ucu, genliği değişmeyen ancak farklı frekanslarda sinüs dalgası şeklinde hareket ettirilir, Şekil 3 (a). Gerektiğinde hareketin genliği kullanılan mekanizma ile ayarlanabilir. Farklı frekansların elde edilmesi için de motor hızı bir frekans değiştirici ile ayarlanır. Değişik devir sayılarında yapılan deneyler sonucunda, sabit deplasman kapalı kuvvet eğrileri ve sönüm katsayısı-hız eğrisi elde edilir. Genelde uygulama aralıkları frekanslarda Hz, deplasmanda mm, hızda ise ise mm/s dir [2]. Deneylerde uygulanabilecek en büyük kuvvet, kuvvet ölçerin kapasitesi ve motorun maksimum gücü ile belirlenir. Amortisör n EL Kuvvet ölçer Amortisör n n Kuvvet ölçer Servovalf Elektrik motoru Harmonik hareket mekanizmasidrolik Güç kaynağı Lineer eyleyici (b) Şekil 3. Amortisör dinamometreleri, (a) Mekanik, (b) Servohidrolik

6 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -447 Servohidrolik dinamometreler ise entegre güç kaynağı (motor, pompa ve tank) ve kontrol sistemini de içeren deney aygıtlarıdır. Hidrolik yağ servo kontrol valfi tarafından lineer bir eyleyicinin üst veya alt tarafına gönderilerek, amortisörün bir ucu çekilir veya itilir, Şekil 3 (b). Servo valfin çıktısı Eyleyicinin ölçülen piston konumu istenen konumla karşılaştırılarak, servo valfin çıktısı ayarlanır. Böylece amortisörün değişik dalga şekillerinde, hız ve genlikte uyarılması mümkün olur. Amortisör kuvveti kuvvet ölçer yardımı ile konumun veya hızın bir fonksiyonu olarak ölçülür. Deneylerde gerçekleştirilebilecek genlik ve hızlar servo valfin debi kapasitesi ile sınırlıdır. Uygulanabilecek en büyük kuvvet ise kuvvet ölçerin kapasitesi, kullanılan basınç (tipik değer 210 bar) ve eyleyicinin çapı ile belirlenir. Genelde uygulama aralıkları frekanslarda Hz, deplasmanda mm, hızda ise ise mm/sdir[2]. Elektromanyetik dinamometreler ise, servohidrolik dinamometreler gibi test amortisörünü doğrudan ve her türlü dalga şekillerinde uyarabilecek yeteneklere sahip olduğu gibi, minimum düzeyde boşluk, sürtünme ve aşınma özellikleri vardır [3]. Bu bildiride servohidrolik bir amortisör dinamometresinin dinamik modeli oluşturulmuş ve deney sürecinin simulasyonu yapılmıştır. Ayrıca böyle bir sistemin donanım ve yazılım gereksinimleri de tartışılmıştır. DİNAMİK MODEL Amortisör dinamometre sisteminin dinamik modelini hidrolik güç kaynağı, servovalf ve lineer eyleyiciden oluşan hidrolik sistem, sayısal denetim sistemi ve amortisör olmak üzere dört ayrı bölümde incelemek mümkündür. Hidrolik güç kaynağı, sistemin sabit basınç altında çalışmasını sağlamak amacıyla tasarlanmış olup servovalf girişindeki basıncı p s düzeyinde tutar. Çift etkili hidrolik lineer eyleyici ise servovalf tarafından kontrol edilmekte ve amortisörü tahrik amacıyla kullanılmaktadır. Şekil 4 de servovalf ve hidrolik silindir şematik olarak gösterilmiştir. Servovalf kapalı merkezli olarak kabul edildiğinden, açıklığı x olan iki adet değişken orifis olarak modellenmiştir [4]. Şekil 4. Servovalf ve hidrolik silindir modeli

7 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -448 Hidrolik akışkanın sıkıştırılabilir olduğu kabul edilirse, şekilde gösterilen hız yönü için, matematik model olarak aşağıdaki orifis ve akış sürekliliği denklemleri yazılabilir. Q A =C d.co.x^(p s -p A ) (1) (2) Burada, A V A PA Pe y C d P CD P Silindir üzerindeki akış kesit alanı Silindirin A bölmesinin hacmi Silindirin A bölmesindeki basınç Çıkış basıncı Pistonun hızı Boşaltma katsayısı Hidrolik akışkanın Bulk modülü Orifisin makara çevresi boyunca genişliği (peripheral width) Hidrolik akışkanın yoğunluğu olarak tanımlanmıştır. Pistonun diğer yöndeki hareketi için de Q B debisini içeren benzer denklemler yazmak mümkündür. ük basıncı p L ise aşağıdaki şekilde yazılabilir. PL = PA - PB (3) Diğer taraftan denetim sistemi olarak amortisörün konum ve hızının geribeslendiği ve Pl denetleyiciden oluşan basit bir denetim sistemi kullanılmıştır. Denetim sistemine durağan ve dinamik performansı iyileştirmek amacıyla dinamik yük basıncı geri beslemesi de eklemek mümkündür. Ancak mevcut performans göz önüne alındığında buna gereksinim duyulmamıştır. Bu aşamada amortisör dinamiği olarak Şekil 2 de verilen karakteristik kullanılmıştır. Sistemin Matlab /Simulink diyagramları Şekil 5'te verilmiştir. Sinyal Jeneratörü Üçgen Dalga Ofset+ Posn Cmd " Sp_Cmd Posn_Ffl Spd_FJB S P- Dmd Analog Konum ve Hız Denetlecl Sp_Dmd Konum İsteği Hız İsteği Hız Osiloskop Parametreleri ükle Hızölçer Konumölçer Şekil 5. Sistemin Matlab /Simulink diyagramı

8 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 449 SİMÜLASON Sisteme verilen sinüs ve üçgen sinyalleri ile ölçüm noktasındaki yerdeğiştirme ve hız eğrileri Şekil 6'da sunulmuştur. Her iki durumda da sistemin istenen sinyalleri takip edebildiği görülmektedir. Kuvvet-erdeğiştirme eğrileri, sinüs ve üçgen girdi sinyallerinin üç değişik frekansı için elde edilmiş ve Şekil 7'de sunulmuştur. Sinüs dalgası kullanıldığında, hızın sürekli değişmesi nedeniyle yuvarlanmış Kuvvet-erdeğiştirme eğri takımlarının elde edildiği gözlenmektedir. Üçgen dalganın kullanıldığı durumda ise belirli aralıklarda sabit hız elde edilebilmekte, ancak hızın ani yön değişimi nedeniyle dinamik etkenler daha belirgin hale gelmektedir, ölçülen Kuwet-Hız eğrisi ise kullanılan frekanslardan biri için Şekil 8'de verilmiştir. Atalet etkileri nedeniyle Kuwet-Hız değişimlerinde de kapalı eğriler oluşmaktadır. Üçgen dalga kullanıldığında, kapalı eğrilerin çevirdiği alanın artması dinamik etkenlerin daha belirgin olduğunu göstermektedir. Amortisörün gerçek karakteristiğinin elde edilebilmesi için, ivmenin ölçülmesi veya hesaplanması ve kütle değerleri kullanılarak, atalet etkilerinin de yokedilmesi mümkündür. AZILIM VE DONANIM GEREKSİNİMLERİ Sistemde donanım olarak Matlab -RTWT uyumlu bir veri toplama ve kontrol kartı kullanılması öngörülmüştür. Geribesleme hatlarını oluşturabilmek ve karakteristik eğrileri çizebilmek için üç adet algılayıcı gerekmektedir. Bunlardan konum ve hız algılayıcıları denetleyiciye geribesleme hatlarında ve kuvvet ölçer ise temel amortisör karakteristiklerinin çizilmesinde kullanılacak kuvvet ölçümlerini verecektir. Sistemin denetimi için Şekil 5'te gösterilen denetleyiciye konum ve hız algılayıcılardan gelen sinyallerin geribeslenmesi ve servovalfe gidecek sinyalin üretilmesi için veri toplama ve kontrol kartı ile Simulink arayüzlerinin eklenmesi gerekmektedir. Bir sonraki aşamada kullanıcı arayüzü de hazırlanarak, yazılım derlenir ve herhangi bir kişisel bir bilgisayar üzerinde Matlab 'den bağımsız olarak kullanıma sunulabilir. Diğer taraftan amortisör karakteristiklerinin kağıt üzerine alınabilmesi için sisteme bir de yazıcı bağlanması gerekecektir. SONUÇ Servohidrolik bir amortisör dinamometresinin dinamik modeli hazırlanmış, sinüs eğrisi ve üçgen dalga kullanılarak yapılan simülasyonlarla amortisör karakteristiklerinin elde edilebileceği gösterilmiştir. Gerçekleştirilecek bir deney aygıtının temel donanım ve yazılım gereksinimleri belirlenmiştir. Bu tip deney cihazları, ülkemizde genellikle yurtdışından satın alınmakta veya yurtdışında sipariş üzerine yaptırılmaktadır. apılan ön fizibilite çalışmaları, böyle bir cihazın hazır olarak alınabilmesi için ödenecek fiyatın çok altında gerçekleştirilebileceğini göstermektedir.

9 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -450 KANAKLAR [1] Milliken, W. F. ve Milliken, D. L, "Race Car Vehicle Dynamics", SAE International, [2] Dynamic Suspensions, U.K., [3] Roehrig Engineering, Inc., U.S.A., [4] Gürcan, M. B., Başçuhadar, I. ve Balkan, T., "Servo Denetimli Hidrolik Sistemlerin Benzetimi", II. Ulusal Hidrolik Pnömatik Kongresi ve Sergisi, 8-11 Kasım 2001, İzmir. I- 05 :; l\ \ V \... \\\ bv---n / 7- / 1 1 \ i \ /r s* k \ T \\ Zaman [s] s / (a) (b) Şekil 6. İstenen ve elde edilen konum ve hız eğrileri, a) Sinüs sinyali, b) Üçgen dalga sinyali Is w\ 1, s,.. ( ' > / / a o ! ! Konum mj O Konum [m] (a) (b) Şekil 7. Kuwet-Hız eğrileri, a) Sinüs sinyali, b) Üçgen dalga sinyali I I > Jüt / / / / / / / J/ / / / / / D Hız İm/s] (a) _ (b) Şekil 8. Kuvvet-erdeğiştirme eğrileri, a) Sinüs sinyali, b) Üçgen dalga sinyali Hız m/s

10 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 451 ÖZGEÇMİŞLER Tuna BALKAN 1957 yılında Manisa'da doğdu. Halen çalışmakta olduğu Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü'nden 1979 yılında "Lisans", 1983 yılında "üksek Lisans", 1988 yılında da "Doktora" derecelerini aldı yılında "öğretim Görevlisi", 1988 yılında "ardımcı Doçent", 1990 yılında "Doçent" ve 2000 yılında da "Profesör" oldu yılından beri ODTÜ Bilgisayar Destekli Tasarım, İmalat ve Robotik Araştırma ve Uygulama (BİLTİR) Merkezi Başkan ardımcılığı ve Aselsan A.Ş.'de danışman olarak görev yapmaktadır. Çalışmaları sistem dinamiği, otomatik kontrol, sistem modellenmesi, simülasyonu ve tanılaması, akışkan gücü kontrolü, robotik ve uygulamaları alanlarında yoğunlaşmıştır. avuz Samim ÜNLÜSO 1949 yılında Bursa'da doğdu ve 1973 yıllarında ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümünden Lisans ve üksek Lisans ve 1979 yılında Birmingham Üniversitesinden doktora (Ph.D.) derecesini aldı. ODTÜ'de 1980 yılında ardımcı Doçent, 1984 yılında Doçent ve 1990 yılında profesör oldu yıllarında Suudi Arabistan King Saud Üniversitesinde ders verdi ve araştırma yaptı yılları arasında ODTÜ Bilgisayar Destekli Tasarım, İmalat ve Robotik Araştırma ve Uygulama (BİLTİR) Merkezi Başkanlığı yaptı. ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümünde "Otomotiv Mühendisliği", "Araç Dinamiği", "Hidrolik ve Pnömatik Güç Sistemleri" ve "Otomatik Kontrol" konularında dersler vermekte, araştırma yapmakta ve uygulamalı araştırma projelerine katkıda bulunmaktadır.

11 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 32 MMO, bu makaledeki ifadelerden, fikirlerden, toplantıda çıkan sonuçlardan ve basım hatalarından sorumlu değildir. Servo Denetimli Hidrolik Sistemlerin Benzetimi M. BURAK GÜRCAN İLHAN BAŞÇUHADAR ASELSAN A.Ş. TUNA BALKAN Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI BİLDİRİ

12 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -455 SERVO DENETİMLİ HİDROLİK SİSTEMLERİN BENZETİMİ M. Burak GÜRCAN İlhan BAŞÇUHADAR Tuna BALKAN ÖZET Bu çalışmada servo denetimli bir hidrolik sistemin MATLAB /SIMULINK yazılımı kullanılarak benzetimi yapılmıştır, örnek olarak, ASELSAN A.Ş.'de yürütülmekte olan bir proje kapsamında tank kulesinin yükseliş eksenini süren hidrolik sistem ele alınmıştır. Çalışmanın ilk aşamasında sistemin ana birimleri olan hidrolik servoblok, hidrolik silindir ve tankın yükseliş ekseninin matematik modeli oluşturulmuş, hidrolik akışkanın sıkıştırılabilirliği modellenmiştir. Daha sonra bu modeller MATLAB /SIMULINK ortamına aktarılarak sistemin dinamik modeli elde edilmiştir. Çalışmanın son aşamasında ise bu model kullanılarak, sistemin basamak ve frekans tepkisi testlerinin benzetimi yapılmıştır. Bu testlerin sonuçları gerçek sistem üzerinde yapılan testlerin sonuçlarıyla karşılaştırılmış ve benzetimin doğrulanması sağlanmıştır. Böylece, benzetim üzerinde yapılan çalışmalarla denetleç türünün seçimi ve parametrelerinin iyileştirilmesi bilgisayar ortamında kolaylıkla gerçekleştirilmiştir. 1. GİRİŞ Sistemlerin bilgisayar ortamında benzetiminin hazırlanması, tasarım sırasında gerekli çalışmaların gerçek sistem üzerinde yapılması yerine bilgisayar ortamında yapılmasına olanak sağlar. Böylece daha az zaman ve daha az kaynak harcanarak sistemin istenilen performans düzeyine getirilmesi sağlanmış olur. Bu çalışmada, ASELSAN A.Ş.'de yürütülen bir proje kapsamında tank kulesinin yükseliş ekseninin bilgisayar ortamında benzetimi hazırlanmıştır. Şekil 1.1'de tank yükseliş ekseninin üç boyutlu katı cisim modeli gözükmektedir. Şekil 1.1. Tank yükseliş ekseninin üç boyutlu katı cisim modeli

13 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -456 Çalışmada öncelikle tank kulesinin yükseliş eksenini oluşturan namlu ve hidrolik silindirin fiziksel modeli verilmiştir. Sistemin hareket denklemleri tanımlanmış, ayrıca namluyu süren hidrolik sistem için de gerekli denklemler oluşturulmuş, böylece tüm sistemin matematik modeli hazırlanmıştır. Bu modelin MATLAB /SIMULINK ortamına aktarılmasıyla sistemin bilgisayar ortamında benzetimi elde edilmiştir [1,2]. Benzetimde kullanılan dinamik parametrelerin değerleri deneysel yöntemler ve I- DEAS katı modelleme yazılımı kullanılarak bulunmuştur. Benzetimin doğrulanması amacıyla, gerçek sistem üzerinde ve benzetim kullanılarak çeşitli testler yapılmıştır. Elde edilen sonuçlar karşılaştırıldığında, benzetimin gerçeğe yakın sonuçlar verdiği, bu haliyle iyileştirme çalışmalarında kullanılabileceği değerlendirilmiştir. Böylece, denetleç türü ile denetleç parametrelerinin belirlenmesi ve iyileştirilmesi çalışmaları bilgisayar ortamında gerçekleştirilmiştir. 2. FİZİKSEL MODEL ükseliş ekseni, tankın bazı elektro-optik ve silah sistemlerini taşıyan ve hidrolik bir silindir ile bunların hedefe yükseliş yönünde otomatik olarak yönlenmelerini sağlayan yapıdır. e (+) atay T Namlu ba.fa Giriş Sinyali (Hız İsteği) i y P c + ycw - y p (t)\-l=y pol - y p (t)+y c (t)~\ +y e (0 Servo Blok Şekil 2.1. ükseliş ekseninin fiziksel modeli

14 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 457 ükseliş ekseni, kuleye bağlantının sağlandığı beşik adı verilen ana mil ve bu milin üzerinde bulunan elektro-optik birimler, 12.7 mm'lik makinalı tüfek, 105 mm'lik namlu, hidrolik silindir, servoblok, açısal konum okuyucu ve açısal hız okuyucudan meydana gelmiştir. Namlunun yükseliş ekseninde kuleye göre hareketini sağlayan hidrolik silindir, sabit olan ucundan tank kulesine, hareketli ucundan da namluya monte edilmiştir. Namlu, iki yatak ile kuleye bağlanmış olan beşik tarafından taşınmaktadır. Şekil 2.1'de yükseliş ekseninin fiziksel modeli verilmiştir. Modelde, açısal ve doğrusal hareket serbestliğine sahip birimlerin açısal ve doğrusal hızları (9,y,x), kütle elemanların atalet ve kütleleri (J, m), yük ileten birimlerin esneklikleri (k), yataklardaki ve silindir-piston arasındaki viskoz sürtünmeler (sırasıyla b g, b p ) tanımlanmıştır. Atalete sahip elemanların serbest cisim diyagramları ile bu elemanların üzerlerine etkiyen torklar ve kuvvetler Şekil 2.2'de gösterilmiştir. ükseliş ekseninde, namlu, silindir ve piston olmak üzere üç ayrı atalet elemanı vardır. Beşiğin, üzerine bağlanan birimler arasında açısal hız farkı oluşmayacak kadar sağlam olduğu kabul edilmiştir. Sistemde sadece silindir ile silindirin bağlantı noktası arasında doğrusal esneklik olduğu kabul edilmiş ve bu esneme bir yay eleman ile modellenmiştir. Modelleme amacıyla yükseliş ekseninin enerji depolayan, sönümleyen ya da aktaran yay, damper, esnek olmayan braket ya da kütle gibi ideal elemanlardan oluştuğu kabul edilmiştir. Sistemin matematik modelinin oluşturulmasında kullanılan parametre ve değişkenler aşağıda tanımlanmıştır. 9 ükseliş ekseninin (namlunun) açısal hızı y p y c y plc T dg m g m p Pistonun doğrusal hızı Silindirin doğrusal hızı Pistonun silindire göre doğrusal bağıl hızı Ağırlık merkezi kaçıklığı ve yol bozukluğu nedeniyle namluya uygulanan dış uyarı torku ükseliş ekseninin kütlesi Pistonun kütlesi /n Silindirin kütlesi c J ükseliş ekseninin ataleti b g b k c P A g y pol Beşiğin yatağının viskoz sürtünme katsayısı Silindir ile piston arasındaki viskoz sürtünme katsayısı Silindir ile kule arasındaki bağlantının esnekliği Hidrolik silindirin birinci ve ikinci bölmelerinde bulunan akışkan basınçlarının farkı Hidrolik silindirin net akış kesit alanı Silindir - piston ikilisinin piston sonuna kadar açıkken uzunluğu r Moment kolu a Namlu ile silindirin kuleye bağlantı noktaları arasındaki uzunluk 0 a ve r doğruları arasında kalan açı \jf Piston ile silindirin bağlantı uçlarını birleştiren doğru ile r doğrusu arasındaki açı Namlunun hareketini sağlayan hidrolik silindir Uç kademeli bir servovalf tarafından kontrol edilmektedir (Şekil 2.3). Birinci kademe ön yönetim valfinden oluşmaktadır, ön yönetim valfi kapalıyken servovalfe basınçlı hidroliğin girmesi engellenmektedir.servovalfin çalışır duruma gelmesi için ön yönetim valfinin

15 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -458 açılması gerekir. Üçüncü kademeye gelen basınçlı hidrolik akışkan bu kademede bulunan makara ile hidrolik silindire yönlendirilir, ikinci kademeden gelen hidrolik akışkan ile kontrol edilen üçüncü kademe makarasının konumu LVDT (Linear Variable Differential Transducer) tarafından algılanır ve denetleç birimine aktarılır. İkinci kademeden üçüncü kademeye doğru olan akış, ikinci kademe makarasını hareket ettiren servo komutu tarafından sağlanır. Bu komut denetleç birimi tarafından servovalfe gönderilmektedir. Servovalfin çıkış uçlarına bağlı bulunan basınç algılayıcı, sistemde oluşan yük basıncını denetleç birimine aktarır. NAMLU Viskoz Sortonme Torku ' Fmc Fkc PİSTON A ROT BASI {DURAĞAN) Fkc Fkc Fkc Şekil 2.2. Atalet ve kütle elemanların serbest cisim diyagramları

16 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -459 Sistemin normal ve stabilize olmak üzere iki ayrı çalışma durumu vardır. Normal çalışma durumunda, yükseliş ekseninin kullanıcının tutamaklarla verdiği hız isteğine göre hareket etmesi beklenmektedir. ükseliş ekseninin doğrultusunu koruma gereksinimi olmadığı için, bu durumda sisteme herhangi bir denetim uygulanmamakta ve bu yüzden de namlu, tankın hareket ettiği araziden kaynaklanan bozucu etkenlere maruz kalmaktadır. Normal çalışma sırasında, yükseliş silindirinin altında bulunan servovalf devrede değildir. I ıci Kademe üncü Kademe inci Kademe Şekil 2.3. Servovalfin şematik gösterimi Stabilize çalışma durumunda, normal çalışma durumundan farklı olarak, yükseliş ekseninin doğrultusunu koruma gereksinimi vardır. Bu yüzden namlunun, tankın hareket ettiği araziden kaynaklanan bozucu etkenlerden bağımsız olarak, kullanıcının verdiği hız isteğine göre hareket etmesi beklenmektedir. Bu amaçla beşik içinde bulunan yükseliş ekseni jiroskobundan alınan açısal hız geri besleme bilgisi, LVDT'den alınan üçüncü kademe makarasının konum bilgisi, basınç algılayıcıdan alınan yük basıncı bilgisi ve kule üzerinde bulunan jiroskoptan alınan bozucu açısal hız bilgisi denetleç birimine aktarılmaktadır. Denetleç birimi, bu bilgileri bir denetleç algoritması çerçevesinde değerlendirerek servovalfe hız isteği uygular. Bu çalışma durumunda, yükseliş silindirinin altında bulunan servovalf devrededir. Uygulanan hız isteği hidrolik silindire akış oluşmasını sağlar. Akış hızı servoblok içerisinde bulunan üçüncü kademe makarasının konumu ile bağıntılıdır. 3. MATEMATİK MODEL Tanımlanan parametre ve değişkenler ile atalet elemanlarının serbest cisim diyagramları kullanılarak sistemin eleman ve süreklilik denklemleri oluşturulmuştur. Daha sonra eleman denklemleri süreklilik denklemlerine yerleştirilerek, aşağıdaki hareket denklemleri elde edilmiştir;

17 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 460 Frsm\ı/-T dg =J g e+b g 6 (3.1) PA-k c y c =m c y c +b p y p/c. (3.2) PA-F = m p y p +b p y plc (3.3) Pistonun konum, hız ve ivmesini, namlunun açısal konum, hız ve ivmesi cinsinden ifade etmek için sistemin kinematik denklemleri aşağıdaki verildiği gibi oluşturulmuştur; _ 1/2 y P -y P oi "ı (3 4) y p =r.a.sm(l>.d.u ı - V2 (3 5) y p =\r.a.smşjü-r.a.cos(p.d )u x +u 2.u ı.r.a.sm(pjd Bu denklemde y p, ^p, y p sırasıyla pistonun konumunu, hızını ve ivmesini gösterirken, 6,6,8 namlunun açısal konum, hız ve ivmesini göstermektedir. Denklemlerdeki u, ve ıı 2 parametreleri ise şöyle tanımlanmıştır; M, = r 2 + a 2-2.r.a.cos0 / 3 7^ M 2 = r.a. sin <f>.6,oo> Pistonun silindire göre bağıl konumunu, piston ve silindirin konumlarına göre veren denklem şöyledir; V = V + V y P ic y P y c ( 3 9 ) Aynı şekilde, pistonun silindire göre bağıl hızı ve ivmesi de (y plc, y p/c ), aşağıdaki denklemlerle ifade edilmiştir; (3.1), (3.2), (3.3), (3.4) ve (3.9) denklemlerinden oluşan beş denklemlik set, üç gerilim değişkeni (6,y p,y c ), bir bağıl gerilim değişkeni (y p/c ) ve pistonun namluya uyguladığı itme kuvvetinden (F) oluşan beş bilinmeyen cinsinden yazılmış tam bir denklem sistemini oluşturmaktadır. Denklem sisteminin çıktısı namlunun açısal hızıdır. Ayrıca, (3.5), (3.6), (3.10), (3.11) denklemlerinden oluşan dört denklemlik set (3.4) ve (3.9) denklemlerini tamamlayıcı nitelikte olup sadece gerilim değişkenlerinin birinci ve ikinci türevlerinin bulunmasında kullanılmaktadır. 4. HİDROLİK MODEL Çift etkili yükseliş ekseni pistonunun servoblok tarafından kontrol edilişi Şekil 4.1'de şematik olarak gösterilmiştir. Servobloğun üçüncü kademesinin, açıklığı x (makara konumu) olan iki adet orifisten oluştuğu, makara orta konumdayken x değerinin sıfır olduğu, makara bir yöne hareket ederken x'in pozitif, diğer yöne hareket ederken de negatif değerler aldığı kabul edilmiştir. Silindirin A bölmesi

18 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -461 tarafındaki orifisin arkasındaki hidrolik akışkanın basıncı P h B bölmesi tarafındaki orifisin arkasındaki hidrolik akışkanın basıncı da P 2 olarak tanımlanmıştır. x değerinin sıfırdan büyük olduğu durumda piston, sabit kaynak basıncına (P s ) eşit olan P? basıncı tarafından sürülmekte, P 2 basıncı da çıkış basıncına (P e ) eşit olmaktadır. Bu durumda silindirin A bölmesi tarafındaki orifisten geçen akışkanın debisi, Q VA, aşağıdaki orifis denklemiyle ifade edilmiştir [3]; Q VA = - P A (4.1) ı V»Ay X»B X v Q vvvyvv-^- V P QvB \ P X Şekil 4.1. Hidrolik sistem modeli Hidrolik akışkanın sıkıştırılabilir olduğu kabul edilirse, bu durumdaki akış sürekliliği denklemi de aşağıdaki şekilde ifade edilir; P (4.2) (4.1) ve (4.2) no'lu denklemlerde A P v A y plc P A y plc Silindir üzerindeki akış kesit alanı Bulk modülü Silindirin A bölmesinin hacmi Pistonun silindire göre konumu Silindirin A bölmesi tarafındaki orifisle yük arasındaki akışkanın basıncı Pistonun silindire göre bağıl hızı olarak tanımlanmıştır. Ayrıca (4.1) no'lu denklemlerde kullanılan k.x çarpımı orifisin hidrolik iletkenliği olup aşağıdaki denklemle ifade edilir; = C J wxj ' d (4.3) Bu denklemdeki parametrelerin tanımları da şöyledir;

19 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖNIATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 462 C d w d Boşaltma katsayısı (keskin kenarlı orifislerde ortalama alınır) Orifisin makara çevresi boyunca genişliği Hidrolik akışkanın yoğunluğu x değerinin sıfırdan küçük olduğu durumda ise piston, sabit kaynak basıncına (P s ) eşit olan P 2 basıncı tarafından sürülmekte, P-, basıncı da çıkış basıncına (P e ) eşit olmaktadır. Bu durumdaki orifis ve akış sürekliliği denklemleri diğer duruma benzer olarak aşağıdaki şekilde yazılmıştır: Q VB = k\x\.sign(p B - P 2 y\p B P 2i (4 4) Bu denklemlerde de P (4.5) Q VB P B v B y amx Silindirin B bölmesi tarafındaki orifisten geçen akışkanın debisi Silindirin B bölmesi tarafındaki orifisle yük arasındaki akışkanın basıncı Silindirin B bölmesinin hacmi Piston kursu olarak tanımlanmıştır. Piston üzerindeki net basınç farkını (P) veren denklem de şöyledir; P = P A~ P B (4.6) Hidrolik model göz önüne alındığında, (4.1), (4.2), (4.4), (4.5) ve (4.6) no'lu denklemlerden oluşan set, Q VA, Q VB, P A, P B ve P olmak üzere beş adet bilinmeyen cinsinden yazılarak tam bir denklem sistemini oluşturmuştur. Pistonun silindire göre bağıl hızı ve orifis açıklığı bu denklem sisteminin girdileri, piston üzerindeki net basınç farkı da sistemin çıktısıdır. 5. MATLAB/SIMULINK BENZETİMİ 5.1. ükseliş Ekseni Dinamiği Modeli Şekil 'de yükseliş ekseni dinamiğinin MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış modeli görülmektedir. ükseliş Ekseni Dinamiği Modeli; Servoblok, Sürme Sistemi (hidrolik silindir) ve Namlu olmak üzere üç ayrı bloktan oluşmuştur. Namlu üzerindeki bozucu tork (Tdg) bozucu açısal hız (wdis) ve servobloğa uygulanan istek sinyali (Sp_disp_DMD) modele girdi olarak alınırken, piston üzerindeki net basınç (P), makara konumu (x), yükseliş ekseninin açısal konumu (teta) ve açısal hızı (t_dot) model tarafından hesaplanıp dışarıya çıktı olarak verilmektedir. Servoblok modelinin ayrıntılı gösterimi Şekil 5.1.2'de verilmiştir. İkinci ve Üçüncü Kademe Valf Dinamiği ve Üçüncü Kademe Valf Akış Karakteristiği bloklarından oluşan bu model, servobloğa uygulanan istek sinyali {Sp_disp DMD), pistonun silindire göre hareketinden kaynaklanan akış (Qp), pistonun silindire göre bağıl konumu (ypc) ve silindirin A bölmesindeki başlangıç basıncı {PAJ) değerlerinden, piston üzerindeki net basınç ve makara konumu değerlerinin hesaplanması için kullanılmaktadır, ikinci ve Üçüncü Kademe Valf Dinamiği modelinde, makaranın dinamiği birinci dereceden bir transfer fonksiyonuyla modellenmiştir. Bu transfer fonksiyonu ve makaranın konumunun başlangıç değeri kullanılarak servobloğa uygulanan istek sinyalinden makaranın konumu hesaplanmaktadır.

20 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -463 Servoblok Sp.disp DMO Sürme Sistemi Namlu J* teta Pa Qp ypc_dot p Şekil MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış yükseliş ekseni dinamiği modeli Bulunan makaranın konumu değeri, pistonun silindire göre hareketinden kaynaklanan akış, pistonun silindire göre bağıl konumu silindirin A bölmesindeki başlangıç basıncı değerleri ile birlikte Üçüncü Kademe Valf Akış Karakteristiği bloğuna girerek hidrolik piston üzerindeki basıncın hesaplanmasında kullanılmaktadır. Bu blok içinde, (4.1), (4.2), (4.4), (4.5) ve (4.6) denklemlerinden oluşan beş denklemli setin çözümü yapılmaktadır. Sp_disp DMD Sp.disp DMD İkinci ve Üçüncü Kademe Makara Konumu Valf Dinamiği Sınırlayıcı Qp Qp ype ypo Pa.i Üçüncü Kademe Valf Akı; Karakteristiği Şekil MATLAB /SIMUUNK ortamında hazırlanmış servoblok modeli ükseliş Ekseni Dinamiği Modelfni oluşturan bloklardan ikincisi olan Sürme Sistemi (hidrolik silindir) bloğunun açık hali Şekil 'te verilmiştir. Bu blokta net basınç (P), pistonun silindire göre bağıl hızı (ypcjdot), silindirin başlangıç konumu \yc_i), pistonun doğrusal konumu ve ivmesi (p) ile namlu üzerindeki bozucu açısal hız (wdis) parametreleri girdi olarak kullanılmaktadır. Sürücü Sistem modelini oluşturan bloklardan Silindir modeli, silindir ile piston arasındaki viskoz sürtünmeyi yenmek için gerekli kuvvet (Fb), silindirin doğrusal konumu, hızı ve ivmesi (Ve) ve pistonun silindire göre bağıl konumu (ypc) değerlerinin bulunması için kullanılmaktadır. Silindir modelinde, silindirin esnekliği ve silindirle piston arasındaki viskoz sürtünme etkisi modele dahil edilmiştir. Piston modelinde ise, silindir içindeki basınçtan dolayı oluşan kuvvetten, pistonun kütlesinin hareket ettirilmesi için gerekli kuvvet ile piston ve silindir arasındaki viskoz sürtünmeyi yenmek için gerekli kuvvet çıkartılarak pistondan alınan net sürme kuvveti (F) hesaplanmıştır.

21 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -464 ükseliş Ekseni Dinamiği Modeli'ni oluşturan üçüncü blok Namlu modelidir (Şekil 5.1.4). Namlu modeli, pistondan alınan net sürme kuvveti (F), namlu üzerindeki bozucu tork (Tgd), namlu üzerindeki bozucu açısal hız (wdis) ve silindirin konum, hız ve ivmesi {e) parametreleri kullanılarak namlunun açısal konum, hız ve ivmesi (TETA), pistonun doğrusal konum, hız ve ivmesi {p) ile pistonun silindire göre hızının (ypc_dot) bulunmasını sağlamaktadır. Namlu modelini oluşturan iki bloktan Namlu Dinamiği modeli, piston tarafından uygulanan net sürme kuvveti yüzünden oluşan namlunun açısal konum, hız ve ivmesi değerlerinin bulunmasını sağlamaktadır. Bu değerler bulunurken, yol bozukluğundan kaynaklanan, namlu üzerinde oluşan dış uyarı torkunun etkisi de hesaplarda kullanılmıştır. Namlu Dinamiği modelinde bulunan namluya ait açısal konum, hız ve ivme bilgileri, Namlu modelini oluşturan ikinci blok olan Namlu Kinematiği modelinde kullanılır. Bu model namluya ait açısal konumu hız ve ivme bilgilerinin pistona ait doğrusal konum, hız ve ivme bilgisine çevrilmesi için kullanılmaktadır. Şekil MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış sürme sistemi (hidrolik silindir) modeli fi TETA TETA ı m I TETA fi L L F Tdg PaJ Pa_i p uıdis yoj Namlu Dinamiği yc_i e e ype_dot Namlu Kinematiği ypc_dot Şekil MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış namlu modeli

22 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ Denetleç Modeli Sistemin hız denetimi Şekil 5.2.1'de gösterilen Denetleç Modeli kullanılarak yapılmaktadır. Denetleç ModelFnde, hız geribeslemesi ve hız ileribeslemesi amacıyla kullanılan iki adet jiroskop, servovalf makarasının konumunu algılayan LVDT ve pistonun iki ucu arasında oluşan yük basıncını algılayan basınç algılayıcı olmak üzere toplam dört adet algılayıcı kullanılmaktadır. Hız geribeslemesi amacıyla kullanılan silah jiroskobu namlunun yükseliş eksenindeki açısal hızını algılayarak bu bilgiyi denetleç birimine iletmektedir. Hız ileri beslemesi amacıyla kullanılan kule jiroskobu ise tankın açısal hızını hız geribeslemesi olarak algılmaktadır. S_CMD S CMD S_DMD Sp_disp_CMD Sp_disp DMD S FDBK S_FDBK Hız Denetleci s FRWD LVDT LVDT Sp_disp_OMD LVDT Denetleci Şekil MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış denetleç modeli Hız komutu (S_CMD), silah jiroskobundan alınan hız geribesleme bilgisi (S_FDBK) ile karşılaştırılmak üzere Hız Denetlerine girmektedir. Hız Denetleci bir PID denetlecinden oluşmaktadır. Bu denetleçten çıkan sinyal bir kazançla çarpılarak gelen hız komutu bilgisiyle toplanmaktadır. Bu toplama işlemindeki amaç sürekli rejimdeki hatanın giderilmesidir. Aynı zamanda bu iki sinyale kule jiroskobundan alınan bozucu açısal hız bilgisi (S_FRWD) toplanmaktadır. Bu toplama işleminin sonucu makara konumu (LVDT) bilgisiyle birlikte LVDT Denetlecine girmektedir. Bu denetleç de klasik bir PID denetlecidir. Bu denetleçten çıkan sinyal yük basıncı (PRTR) bilgisi ile toplanarak servovalfe uygulanacak denetim sinyalini oluşturur. ük basıncı bilgisi toplama işlemine girmeden önce yüksek frekansları geçiren bir filtreden geçmektedir. Böylece dinamik yük basıncı geribeslemesi denetleç sinyaline eklenmektedir ükseliş Ekseni Denetleç Modeli ükseliş Ekseni Dinamiği Modeli ile Denetleç Modelinden oluşan ükseliş Ekseni Denetleç Modeli Şekil 5.3.1'de verilmiştir. Verilen hız komutu {S_CMD), algılayıcılardan gelen bilgilerle birlikte Denetleç Modeli'ne girmektedir. Bu modelde servovalfe uygulanacak istek (Sp_disp DMD) hesaplanır ve bu istek ükseliş Ekseni Dinamiği Modeli'ne uygulanır. Dış Uyarı modelinden elde edilen ağırlık merkezi kaçıklığı ve yol bozukluğu nedeniyle namluya uygulanan bozucu tork (Tdg) ile bozucu açısal hız bilgisi (wdis) de ükseliş Ekseni Dinamiği Modeli'ne girmektedir. Dış Uyarı modelinin içinde, tank özel bir parkurda yol alırken toplanan açısal ivme (adis) ve hız (wdis) verileri bulunmakta ve bu veriler kullanılarak namluya uygulanan bozucu tork (Tdg) hesaplanmaktadır. ükseliş Ekseni Dinamiği Modelinden, namlunun açısal konumu (teta) ve hızı (t_dot), yük basıncı (P) ve servovalf makarasının konumu (x) bilgileri elde edilmektedir. Namlunun açısal hızı, ikinci dereceden bir transfer fonksiyonu olarak modellenen Jiroskop modelinden geçmektedir. Gerçek sistem üzerinde jiroskoptan alınan sinyal modüle edilmiş bir sinyaldir ve bu sinyal denetleç birimine gelmeden önce demodülatörden geçmektedir. Benzetimin gerçeğe yakın olması için bu demodülatör de benzetime eklenmiştir. LVDT'den gelen servovalf makarası konum bilgisi de jiroskoptan gelen hız bilgisi gibi modüleli bir sinyaldir ve denetleç birimine demodülatörden geçerek gelmektedir. Basınç algılayıcıdan alınan basınç bilgisi ise bir filtreden geçerek Denetleç Modeli'ne gelmektedir.

23 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PARAMETRELERİN BULUNMASI ükseliş Ekseni Denetleç Modernin MATLAB /SIMULINK ortamında oluşturulmasından sonra, çeşitli yöntemlerle benzetimde kullanılacak parametrelerin değerleri bulunmuştur. S CMD S CMD S FRVVD S_FDBK *LVDT Sp_disp DMD + Tdg Sp_disp DMD wdis Dış Uyarı adis teta teta t_dot ükseliş Ekseni Dinamiği Modeli P x adis wdis APG Parkuru verisi Denetleç Modeli LVDT Dfimndülatflrü üksek Frekansları Jiroskop npmnhcılatftrcı Jiroskop Şekil MATLAB/Simulink ortamında hazırlanmış yükseliş ekseni denetleç modeli I-DEAS katı modelleme yazılımı kullanılarak tankın geometrik modeli oluşturulmuş, sistemin atalet, kütle ve kütle merkezi bilgilerini elde etmek için bu model kullanılmıştır. Namlu yatağındaki kuru ve viskoz sürtünme değerleri sistem üzerinde yapılan testlerle bulunmuştur. Bu amaçla, silindirin hidrolik bağlantıları sökülerek namlunun serbest olarak hareket etmesi sağlanmıştır. Bu durumda, namluyu hareketsiz halde iken hareket ettirmek için gerekli kuvvet ölçülerek namlu yatağındaki kuru sürtünme değeri bulunmuştur. Namluyu sabit hızla hareket ettirebilmek için gerekli kuvvetten de yataktaki viskoz sürtünme değeri bulunmuştur. Namlunun hızı ve ivmesi gibi bilgiler, doğrudan sistem üzerinde yapılan testlerle elde edilmiştir. Sistem üzerine etki eden dış uyarı torku ve dış uyarı ivmeleri test parkurunda hareket eden tank üzerinden ölçülmüştür. Silindir ile kule arasındaki bağlantının esnekliği ve servovalfin modellendiği transfer fonksiyonunda kullanılan parametreler benzetimin gerçek test verileriyle karşılaştırılması sonucunda bulunmuştur. 7. BENZETİMİN DOĞRULANMASI Hazırlanan benzetim modelinin denetleç algoritması ve denetleç parametrelerinin iyileştirilmesi çalışmalarında kullanılabilmesi için, benzetimden alınan tepkilerin gerçek sistem tepkilerle karşılaştırılarak benzetimin doğrulanması gerekmektedir. Bu amaçla gerçek sistem üzerinde, denetleç

24 M. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -467 döngüsünün açık ve kapalı olduğu durumlarda, basamak tepkisi ve frekans tepkisi testleri yapılmıştır. Testler benzetim kullanılarak bilgisayar ortamında tekrar edilmiştir. Gerçek sistemden elde edilen sonuçlarla benzetimden elde edilen sonuçlar karşılaştırılmıştır Açık Döngü Basamak Tepkisi Testlerinin Karşılaştırılması Bu testte sistemin denetleç döngüsü açık tutularak sisteme basamak hız isteği uygulanmıştır. Test sırasında, sisteme uygulanan hız isteği, LVDT'den alınan makara konumu bilgisi, basınç algılayıcıdan alınan yük basıncı bilgisi ve yükseliş ekseni jiroskobundan alınan açısal hız bilgisi sinyalleri kaydedilmiştir. Aynı sinyaller MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim kullanılarak da elde edilmiştir. Şekil 7.1.1'de gerçek sistemden ve benzetimden alınan sonuçlar karşılaştırılmıştır. 1 M B 1.8- X." ; M Şekil Gerçek sistem üzerinde (kesikli çizgi) ve MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim üzerinde (düz çizgi) yapılan açık döngü basamak testi 7.2. Kapalı Döngü Basamak Tepkisi Testlerinin Karşılaştırılması Bu testte sistemin denetleç döngüsü kapatılarak açık döngü basamak testi için yapılan testler tekrar edilmiştir. Gerçek sistem üzerinde ve benzetim kullanılarak yapılan testlerde makara konumu bilgisi, yük basıncı bilgisi ve açısal hız bilgisi sinyalleri kaydedilmiştir. Şekil 7.2.1'de gerçek sistemden ve benzetimden alınan sonuçlar karşılaştırılmıştır Açık Döngü Frekans Tepkisi Testlerinin Karşılaştırılması Bu testte, sistemin denetleç döngüsü açık tutulmuş ve sisteme hız isteği olarak frekansı 1 Hz'den 50 Hz'e kadar değişen sabit genlikli bir sinüs sinyali uygulanmıştır. Bu sinyalle LVDT ve jiroskop sinyalleri karşılaştırılarak Şekil 7.3.1'de gösterilen Bode diyagramı elde edilmiştir. Benzetim kullanılarak yapılan aynı testin sonuçları da Şekil 7.3.1'de gösterilmiştir. Uygulanan sinüs sinyalinin büyüklüğüne göre Bode diyagramındaki genlik değerleri değiştiği için bu şekilde y-ekseni değerleri verilmemiştir.

25 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -468 ) Kapali Döngü Basamak Testi De Edit View İnsert Iools &indow Help Kapali Döngü Basamak Testi HBBI B 1.B Şekil Gerçek sistem üzerinde (kesikli çizgi) ve MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim üzerinde (düz çizgi) yapılan kapalı döngü basamak testleri Açık Döngü Frekans Testi ıle Edit View jnsert Ioojs &hdow Help Açık Döngü Frekans Testi -o c (D Frekans (Hz) Şekil Gerçek sistem üzerinde (kesikli çizgi) ve MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim üzerinde (düz çizgi) yapılan açık döngü frekans testi

26 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ Kapalı Döngü Frekans Tepkisi Testlerinin Karşılaştırılması Bu testte, sistemin denetleç döngüsü kapatılmış ve açık döngü testlerinde olduğu gibi sisteme hız isteği olarak frekansı 1 Hz'den 50 Hz'e kadar değişen sabit genlikti bir sinüs sinyali uygulanmıştır. Bu sinyalle jiroskoptan alınan açısal hız sinyalleri karşılaştırılarak Şekil 7.4.1'de gösterilen Bode diyagramı elde edilmiştir. Aynı test hazırlanan benzetim kullanılarak tekrar edilmiş ve sonuçlar Şekil 'te verilmiştir. Uygulanan sinüs sinyalinin büyüklüğüne göre Bode diyagramındaki genlik değerleri değiştiği için bu şekilde y-ekseni değerleri verilmemiştir. Kapalı Döngü Frekans Testi Kapalı Döngü Frekans Testi 1 1! m 13 (D N \ \ j ı "/ K ı V ı /v V* \ 'i \ p \ ' 1 i Frekans (Hz) Şekil Gerçek sistem üzerinde (kesikli çizgi) ve MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim üzerinde (düz çizgi) yapılan kapalı döngü frekans testleri SONUÇ Bu çalışma ile servo denetimli hidrolik bir sistemin matematik modelinin oluşturulması, bu modelin MATLAB /SIMULINK ortamına aktarılması ve böylece sistemin dinamik analizinin yapılabileceği, denetleç algoritması geliştirilmesi ve denetleç parametrelerinin iyileştirilmesi çalışmalarının yürütülebileceği bir ortam hazırlanması amaçlanmıştır. Parçalı ve parametrik olarak oluşturulan matematik modelde, sistemi oluşturan elemanların enerji depolama, tüketme ya da aktarma gibi tek bir işlevi yerine getirebildiği varsayılmıştır. Dinamik karakteri belirleyen atalet, ağırlık, ağırlık merkezi ve esneklik gibi bilgiler parametrik olarak modele dahil edilmiştir. Daha sonra bu model MATLAB /SIMULINK ortamına aktarılmış ve gerçek sistemin bilgisayar ortamında benzetimi elde edilmiştir. Sistem için uygun denetlecin ve denetleç parametrelerinin benzetim kullanılarak belirlenmesi, öncelikle o sistemin kabul edilebilir düzeyde doğru sonuçlar veren gerçeğe yakın bir modelinin oluşturulmasına

27 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 470 bağlıdır. Oluşturulan benzetimden alınan test sonuçlarıyla gerçek sistem üzerinde yapılan testlerin sonuçları karşılaştırıldığında, özellikle düşük frekanslarda benzer sonuçlar elde edildiği görülmektedir. Sonuçlardaki farklılıklar, namlunun esnekliği, hareketli parçalar arasındaki kuru sürtünmeler, namlu sepetinin esnekliği gibi benzetime dahil edilmeyen parametrelerden kaynaklanmaktadır. Bu parametrelerin benzetime dahil edilmesi mümkündür, ancak bu durumda hazırlanan model oldukça karmaşık hale gelecektir. Çalışma şartları göz önüne alındığında, sistemin düşük frekanslardaki tepkisinin iyileştirilmesi beklenmektedir. Bu durumda hazırlanan benzetimin iyileştirme çalışmalarında kullanılabileceği değerlendirilmiştir. KANAKLAR [1] "MATLAB User's Guide", Version 2, The Mathvvorks Inc., 1993 [2] "MATLAB /SIMULINK Dynamic System Simulation Software,User's Guide", Version 2, The Mathvvorks Inc., 1993 [3] Ercan., "Akışkan Gücü Kontrolü Teorisi", Gazi Üniversitesi, Ankara, 1995 TEŞEKKÜR Bu çalışmanın gerçekleştirilmesinde katkıda bulunan Proje öneticisi Sn. Faruk MENGÜÇ'e, Proje Teknik öneticisi Sn. Bülent Mete'ye ve ASELSAN A.Ş. Proje Ekibi'ne teşekkür ederiz. ÖZGEÇMİŞLER M. Burak GÜRCAN 1971 yılında İsparta'da doğdu. Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü'nden 1993 yılında "Lisans", 1997 yılında da "üksek Lisans" derecelerini aldı. Nisan 1999 tarihinde ASELSAN A.Ş. MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü'nde çalışmaya başladı ve Kaideye Monteli Stinger ve Silah Sistemleri İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projeleri'nde görev aldı. Tank İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projesi'nde Araç İş Paketi PKD öneticisi'dir. Halen MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü, Silah Sistemleri ve Elektro Optik Platform Entegrasyonu Uzmanlık Birimi'nde Baş Mühendis olarak görev yapmaktadır. ilhan BAŞÇUHADAR 1964 yılında Ankara'da doğdu. Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü'nden 1986 yılında "Lisans", 1989 yılında da "üksek Lisans" derecelerini aldı yılında ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü'nde Geçici Teknik Eleman olarak göreve başladı ve robot kollar, adım motor kontrolü ve uygulamaları konularında çalışmalar yaptı yılları arasında 9600 VHF/FM Frekans Atlamalı Telsiz Ailesi Projesi'nde Mekanik Tasarım Mühendisi olarak çalıştı yılından itibaren Kaideye Monteli Stinger Projesi'nde Taret Mekaniği ve Servo Sistemi PKD öneticiliği görevini sürdürmektedir yılından itibaren de Tank İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projesi'nde Servo Sistemi PKD öneticisi'dir. Halen MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü, Silah Sistemleri ve Elektro Optik Platform Entegrasyonu Uzmanlık Birimi'nde Teknik Lider olarak görev yapmaktadır.

28 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 471 Tuna BALKAN 1957 yılında Manisa'da doğdu. Halen çalışmakta olduğu Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü'nden 1979 yılında "Lisans", 1983 yılında "üksek Lisans", 1988 yılında da "Doktora" derecelerini aldı yılında "öğretim Görevlisi", 1988 yılında "ardımcı Doçent", 1990 yılında "Doçent" ve 2000 yılında da "Profesör" unvanını aldı yılından beri ODTÜ Bilgisayar Destekli Tasarım İmalat ve Robotik Merkezi Başkan ardımcılığı görevini yürütmekte ve ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü'nde danışman olarak görev yapmaktadır. Çalışmaları sistem dinamiği, kontrol, sistem modellemesi, simülasyonu ve tanılaması, akışkan gücü kontrolü, robotik ve uygulamaları alanlarında yoğunlaşmıştır.

29 HİDROLİK PNÛMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN - 33 MMO, bu makaledeki ifadelerden, fikirlerden, toplantıda çıkan sonuçlardan ve basım hatalarından sorumlu değildir. Geriye Doğru Basamaklar Arkasında Kompleks Çevrintili Türbulanslı Akışın Sayısal Hesaplanması TAHİR KARASU Osmangazi Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI BİLDİRİ

30 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 475 GERİE DOĞRU BASAMAKLAR ARKASINDA KOMPLEKS ÇEVRİNTİLİ TÜRBÜLANSLI AKIŞIN SAISAL HESAPLANMASI Tahir KARASU ÖZET Bu araştırma, geriye doğru basamaklar arkasında üç farklı Reynolds sayısı için sürekli, sıkıştırılmayan, iki-boyutlu, ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akışın kapsamlı bir çalışmasının sayısal hesaplama sonuçlarını sunmaktadır. Hibrit yöntemiyle geleneksel sonlu hacim metodunu kullanarak, SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Standart yüksek Reynolds sayılı k-e türbülans modeliyle beraber, süreklilik ve momentum korunum denklemlerinin sayısal çözümleri, iteratif bir sayısal çözüm tekniğini kullanarak sağlanmıştır. Katı cidarlar yakınında cidar fonksiyonları kullanılmıştır. Geriye doğru basamaklı akış geometrilerinin çeşitli kesitlerinde yerel akış yönü hız profilleri, türbülans kinetik enerji profilleri, türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı profilleri, türbülans viskozite profilleri ve üst cidar boyunca cidar kayma gerilmesinin dağılımı için sayısal hesaplamalar sunulmuş ve deneysel bulgularla ayrıntılı olarak karşılaştırılmıştır. Sayısal hesaplama sonuçları çeşitli deneysel ölçümlerle genel olarak iyi uyumdadır. 1. GİRİŞ Şekil 1'de gösterilen geriye doğru bir basamak arkasında, ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akış büyük pratiksel önem taşımaktadır. Bu akış, ayrışma ve yeniden birleşme gibi temel fiziksel olayları incelemek için çok iyi bir örnek oluşturmaktadır. Şekil 1'de gösterildiği üzere, bu akışta üç temel akış rejimi mevcut olup bunlar; yeniden birleşmeli bir kayma tabakası, kompleks çevrintili bir akış bölgesi ve durgun bir akış bölgesidir. Bu akış rejimleri türbülans modellerinin geçerliğini titizlikle test eder. Geriye doğru bir basamak arkasındaki kompleks çevrintili türbülanslı akış, hem deneysel ve hem de teorik olarak pekçok araştırmacı tarafından incelenmiştir. Bu araştırmacılar arasında Kasagi ve Matsunaga [1], Fessler ve Eaton [2], Ruck ve Makiola [3], Chun ve Sung [4], de Groot [5], Kim et al. [6], Vogel ve Eaton [7], ve Karasu et al. [8-13] sadece birkaçıdır. Bu araştırmada, Kasagi ve Matsunaga [1], Fessler ve Eaton [2], ve Ruck ve Makiola'nın [3] deneysel ölçümleri sayısal hesaplamalarla karşılaştırmak için kullanılmıştır. Bu araştırmanın ana amacı, Launder ve Spalding'in [14] standart yüksek Reynolds sayılı k-e türbülans modelini cidar fonksiyonları sınır koşuluyla beraber kullanarak, geriye doğru basamaklar arkasında sürekli, iki-boyutlu, sıkıştırılamayan kompleks çevrintili türbülanslı akışın sayısal hesaplamasını yapmak ve sayısal hesaplamaların geçerliğini kontrol etmek için deneysel ölçümlerle karşılaştırmaktır.

31 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ MATEMATİKSEL FORMÜLASON 2.1. Hareket Denklemleri ve Türbülans Modeli Şekil 1'e ilişkin olarak, geriye doğru basamaklar arkasında sürekli, iki-boyutlu, sıkıştırılamayan ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akışın sayısal hesaplanmasında kullanılan matematiksel formülasyon, akışı yöneten hareket denklemlerinin türbülans modeli denklemleriyle beraber aynı anda çözümünü gerektirmektedir. Süreklilik, momentum, türbülans kinetik enerji ve türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı korunumunu gösteren taşınım denklemleri, kartezyen koordinatları sisteminde genel bir diferansiyel denklem halinde aşağıdaki biçimde ifade edilebilir: (1) burada (j> ; u, v, k ve e bağımlı değişkenleri göstermektedir, u, v sırasıyla yatay (x) ve dikey (y) yönlerindeki yerel zaman ortalaması alınmış hız bileşenleridir, k ve e sırasıyla yerel türbülans kinetik enerji ve türbülans kinetik enerji kaybolma miktarıdır. 1^ ve S + sırasıyla genel değişken <]> için türbülans yayınım katsayısı ve kaynak terimidir, p ise akışkanın yoğunluğudur. Eğer bire, I^ ve S^ sıfıra eşitlenirse (1) denklemi süreklilik denklemine indirgenir. Bu araştırmada kullanılan türbülans modeli Launder ve Spalding'in [14] standart k-e modelidir. Basınç, Patankar'ın [15] basınç düzeltme denkleminden çıkarılmıştır. Akışı yöneten hareket denklemleri Tablo 1'de özetlenmiştir. Tablo 1. Hareket denklemleri u V 0 u e = u+u t U e 0 3P d ( du\ d ( dv} ^+a4 Ue^J +^l Ue a^j ap d f du) d ( dv) Not: k e 1.u t =C p pkve Ue ö k Ue. 2. Türbülans modeli sabitlerine aşağıdaki değerler verilmiştir [14]: C u =0.09,^ =1.44,C 2 =1.92,o k =1.0,o e =1.3 G-pe ^(C.G-^pe) 3. G=ıı t 2

32 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -477 ////////Af/////////////////////////////////////////////// Xr Çevrintili akış bölgesi eniden birleşme noktası 2.2. Sınır Koşulları Şekil 1. Koordinat sistemi ve geriye doğru basamak akış geometrisi. Gözönüne alınan geriye doğru basamaklar arkasında kompleks çevrintili türbülansiı akış için sınır koşulları aşağıdaki gibidir. Basamağın giriş düzleminde akış yönü hız dağılımı deneysel ölçümlerden belirtilirken, dikey yönündeki hız ise sıfıra eşit kılınmıştır. Türbülans büyüklükleri k ve e'na düzgün değerler verilmiştir;yani, k=( ) u* (veya uj; f ) ve e= (C^ k 3/2 / 0.03H), burada u o (veya u ref ) girişteki ortalama hız olup H ise kanalın yüksekliğidir. Çıkışta tamamıyla gelişmiş akış koşullarının hüküm sürdüğünün kabul edilebilmesi için, kanalın çıkış düzlemi çevrintili akış bölgesinden yeteri kadar uzaklıkta alınmıştır. ani, çıkış düzleminde dikey hız sıfır kabul edilmiş ve bağımlı değişkenlerin akış yönündeki tüm gradyantlarının sıfır olduğu varsayılmıştır. Hesaplamalar, çıkış düzleminin giriş düzleminden 25 basamak yüksekliğinde alındığı aşağı akışa kadar sürdürülmüştür. Üst, alt ve basamak cidarlarında hız bileşenleri u, v ile türbülans büyüklükleri k ve e sıfıra eşit kılınmıştır. Katı cidar yakınındaki ağ noktalarında k ve e'nun değerleri Launder ve Spalding'in [14] cidar fonksiyonları kullanılarak hesaplanmıştır. Sayısal ıraksamaya neden olmamak için, ilk sayısal hesaplama alanı değerleri tüm hesaplama alanı boyunca uygun olarak belirtilmiştir Sayısal Çözüm öntemi Bu sayısal çalışmada, geleneksel sonlu hacim yaklaşımı kullanarak, Patankar ve Spalding'in [15] SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. (1) numaralı kısmi diferansiyel denklemleri hibrit yöntemiyle bir kontrol hacme dayanan sonlu fark metoduyla ayrıklaştırılmıştır. Sınır koşullarıyla bağımlı olarak kısmi diferansiyel denklemlerin sonlu hacim biçimleri, üç köşegenli matris formuyla birlikte, kolon kolon çözüm yöntemini kullanarak iteratif olarak çözülmüştür Hesaplama Ayrıntıları Sayısal hesaplamalar IBM ES / 9121 bilgisayarında yapılmıştır. Sayısal ağ dağılımı, Şekil 2'de gösterildiği gibi, geriye doğru basamak kanalının cidarları yakınında ve çevrintili akış bölgesinde yoğun ağ çizgileri konsantrasyonuyla düzgün olmayan bir şekilde oluşturulmuştur, incelenen herbir akış durumu için ağ-bağımsız bir çözüm elde etmek amacıyla farklı ağ büyüklükleriyle ağ testleri yapılmıştır. Burada sunulan tüm hesaplamalar ağ-bağımsızdır. Tablo 2 gözönüne alınan herbir akış durumu için hesaplama gereksinimlerinin ayrıntılarını özetlemektedir. Bu tabloda N yakınsamış bir çözüm elde etmek için yapılmış olan iterasyonların sayısıdır. T ise cpu saniye cinsinden zaman ve T/N de iterasyon sayısı başına zamandır.

33 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -478 Şekil 2. Kasagi ve Matsunaga'nın [1] geriye doğru basamaklı akış geometrisi için sayısal ağ dağılımı. Tablo 2. Akış durumu, Reynolds sayısı, ağ büyüklüğü, cpu zamanı ve iterasyon sayısı. Akış Durumu Kasagi ve Matsunaga [1] Fessler ve Eaton [2] Ruck ve Makiola [3] Re Ağ Büyüklüğü (x) x (y) 40x30 40x28 40x30 T, cpu zamanı (saniye) N T/N BULGULAR VE TARTIŞMA Geriye doğru basamaklar arkasında ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akış için üç farklı Reynolds sayısında sayısal hesaplamalar yapılmış ve hesaplamaların sonuçları Kasagi ve Matsunaga [1], Fessler ve Eaton [2], ve Ruck ve Makiola'nın [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılmıştır. Hesaplanan yerel akış yönü hız profilleri geriye doğru basamak kanalının bir yanından öbür yanına x/h=1'den 25'e kadar olan akış yönü kesitlerinde Re=5540 için Şekil 3'te Kasagi ve Matsunaga'nın [1] deneysel bulgularıyla karşılaştırılmıştır. erel akış yönü hızı u kanalın merkezinde üst akışta maksimum hız u c ile boyutsuz kılınmıştır. Reynolds sayısı üst akışta kanalın orta çizgisi üzerindeki hıza ve basamak yüksekliğine dayanır. ani, Re=u c h / v. Iki-boyutlu kanalda, sayısal hesaplama alanı basamaktan 25 basamak yüksekliğinde aşağı akışta bir akış yönü mesafesine kadar uzatılmıştır. Şekil 3'ten görüldüğü üzere, iki-boyutlu kanal boyunca akış yönü hız profili gelişmekte, ve hesaplanan akış yönü hız profilleri karşılıkları olan deneysellerle iyi uyum içindedir. Buna rağmen, hesaplanan kompleks çevrintili akış bölgesi deneyselden uzunlukça daha kısa ve genişlikçe daha incedir. Hesaplanan akış tutunma uzunluğunun takriben x/h=4 kesitinde oluştuğu bulunmuştur. Oysa, deneysel akış tutunma uzunluğunun x/h=6.51 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Bu problemin kaynağı standart k-e türbülans modelinin bir sınırlamasıdır. Model, sağlanılan extra türbülans enerji ile etkisinin hissedildiği yutulma hareketleri arasında geçen zamanı dikkate almamaktadır. Hesaplanan türbülans kinetik enerji profilleri ve bunların Kasagi ve Matsunaga'nın [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması, boyutsuz olarak k / u^ cinsinden, Şekil 3'teki gibi aynı aşağı akış kesitleri için, Şekil 4'te gösterilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, akış geriye doğru basamak kanalı boyunca geliştikçe, deneysel türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır. Bu özellik aynı zamanda hesaplamalar tarafından da gösterilmiştir. Ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili akış bölgesinde deneysel türbülans kinetik enerji profillerinin aşırı hesaplanmasına rağmen, hesaplanan profiller karşılıkları olan deneysellerle aynı trendi göstermektedir. Sonuç olarak, sayısal hesaplamalar ile deneysel ölçümler arasında ulaşılan uyum genel olarak oldukça iyidir. Şekil 5 ve 6, sırasıyla,

34 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -479 Kasagi ve Matsunaga'nm [1] geriye doğru basamaklı akış geometrisinin bir tarafından öbür tarafına hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ile türbülans viskozite profillerini Şekil 3 ve 4'teki gibi aynı aşağı akış kesitleri için sergilemektedir. Hesaplanan profiller sırasıyla girişteki türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı e^ ve türbülans viskozite n tin ile boyutsuz hale getirilmiştir. Bu şekiller, geriye doğru basamak kanalı boyunca hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ile türbülans viskozite profillerinin nasıl geliştiklerini göstermektedir. Şekil 7'de geriye doğru basamak akış geometrisi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0) gösterilmiştir. Alt cidardan ölçülen dikey mesafe y basamak yüksekliği h ile boyutsuzlaştırılmış ve basamak yüksekliği ile boyutsuzlaştırılan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak çizilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, hesaplanan akış yapışma uzunluğu takribi olarak x/h=4 kesitinde oluştuğu bulunmuştur. 3 2 y/h 1* 0 L Hesaplamalar Deney Şekil 3. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Kasagi ve Matsunaga'nm [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. y/h Hesaplamalar Deney k/uc Şekil 4.Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profillerinin Kasagi ve Matsunaga'nm [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. Hesaplanan akış yönü hız profilleri ve bunların Fessler ve Eaton'un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması, boyutsuz şekilde u/u 0 cinsinden, x/h=1'den 25'e kadar değişen akış yönü kesitlerinde Re=18400 için Şekil 8'de gösterilmiştir. Burada Reynolds sayısı girişte kanal orta çizgisi üzerinde

35 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -480 ölçülen u 0 referans hızına ve h basamak yüksekliğine dayanır. ani, Re= u o h / v. Bu akış durumu için, sayısal hesaplama alanı geri basamaktan 25 basamak yüksekliğinde aşağı akışta bir akış yönü mesafesine kadar uzatılmıştır. Şekilden görüldüğü üzere, hesaplanan akış yönü hız profilleri ile karşılıkları olan deneyseller arasında genel olarak oldukça iyi uyum varolmasına rağmen, Şekil 3'te gözlemlendiği gibi, hesaplanan kompleks çevrintili akış bölgesi deneyselden uzunlukça daha kısa ve genişlikçe daha incedir. Hesaplanan akış yapışma uzunluğu takribi olarak x/h=5 noktasında oluşurken, deneysel akış yapışma uzunluğunun ise x/h=7.4 noktasında oluştuğu bildirilmiştir. Şekil 9'da y/h e / e in Şekil 5. Kasagi ve Matsunaga'nın [1] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı profilleri. y/h Ut / ^ tin Şekil 6. Kasagi ve Matsunaga'nın [1] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans viskozite profilleri 1 ^_«Step y/h O O O O o o o 0.2 ; - 0 I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I I x/h I I I I I I I I I I I I I 4 5 Şekil 7. Kasagi ve Matsunaga'nın [1] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış geometrisi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0)

36 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -481 Fessler ve Eaton'un [2] geriye doğru basamaklı akış geometrisinin bir yanından öbür yanına hesaplanan türbülans kinetik enerji profilleri, Şekil 8'deki gibi aynı aşağı akış kesitleri için, boyutsuz olarak k/u \ cinsinden çizilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, akış iki-boyutlu kanal boyunca geliştikçe, hesaplanan türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır. 2.5 r- y/h I i " Hesaplamalar Deney u /u s Şekil 8. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Fessler ve Eaton'un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması y/h T 0 > Şekil 9. Fessler ve Eaton'un [2] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profilleri. Şekil 10 geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilleri ile Ruck ve Makiola'nın [3] deneysel ölçümleri arasında, x/h=1'den 15'e kadar değişen akış yönü kesitlerinde Re=64000 için bir karşılaştırma vermektedir. Reynolds sayısı Re= u o h / v olarak tanımlanmıştır. Burada u 0 basamaktan önce hız profilindeki maksimum hızdır, h ise basamak yüksekliğidir. Bu akış durumu için, sayısal hesaplama alanı basamaktan aşağı akışta 25 basamak yüksekliğinde bir akış yönü mesafesine kadar uzanır. Şekil 10 incelendiğinde görülüyor ki, hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilleri karşılıkları olan deneysellerle iyi kalitatif uyum göstermektedir. Akış k/u

37 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -482 iki-boyutlu kanal boyunca geliştikçe bu uyum daha da iyi olmaktadır. Bununla beraber, önceki araştırılan akış durumlarında olduğu gibi, kompleks çevrintili akış bölgesinin uzunluğu daha kısa olarak hesaplanmıştır. Hesaplanan kayma tabakası akışının yapışma uzunluğunun takriben x/h=5.5 kesitinde oluştuğu bulunurken, deneysel kayma tabakası akışının yapışma uzunluğunun ise takribi olarak x/h=8 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Bu problemin kaynağı standart k-e türbülans modelinin bir sınırlamasıdır. Model, yaratılan extra türbülans enerji ile etkisinin hissedildiği yutulma hareketleri arasında geçen zamanı dikkate almamaktadır. Kanal boyunca'hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profillerinin gelişimi, Şekil 10'daki gibi aynı aşağı akış kesitleri için, Şekil 11'de gösterilmiştir. 50 _ 40 y (mm) O I 0 0 Hesaplamalar Deney 0 U /Uo Şekil 10. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Ruck ve Makiola'nm [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması y 30 ( mm ) J k/uo 2 Şekil 11. Ruck ve Makiola'nm [3] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profilleri. Şekilden görüldüğü üzere, kanal boyunca türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır. Şekil 12, geri basamakta hesaplanan geri akışın geometrik yerini (u=0) gösterirken, akış tutunma uzunluğunun yaklaşık olarak x/h=5.5 kesitinde oluştuğunu da göstermektedir. Şekil 13 ise, kompleks çevrintili akış bölgesinde hesaplanan boyutsuz maksimum negatif akıntıya karşı yönde olan hızın, Ruck ve Makiola'nm [3] deneysel bulgularıyla bir karşılaştırmasını vererek, k-e türbülans modelinin bu maksimum negatif hızın akış yönündeki yerini deneyselden daha kısa olarak hesapladığını

38 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -483 göstermektedir. Buna rağmen, hesaplamalar deneysel ölçümlerle aynı trendi sergilemektedir. Son olarak, Şekil 14'te Ruck ve Makiola'nın [3] geriye doğru basamaklı akış geometrisinin üst cidarı boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin dağılımı, basamak yüksekliği ile boyutsuzlaştırılan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak gösterilmiştir. Şekilden gözlemlendiği üzere, cidar kayma gerilmesinin tamamıyla gelişmiş değeri takriben x/h=22 kesitinde elde edilmiştir Step 0.8: 0 Q6:. 0 0 y/h ; 0.4: 02: ' un.!,, lı rr+tt x/h İn 1 il 1 Şekil 12. Ruck ve Makiola'nın [3] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış geometrisi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0). 0.3 T Şekil 13. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kompleks çevrintili akış bölgesinde hesaplanan boyutsuz maksimum negatif akış yönü hızının Ruck ve Makiola'nın [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması j (N/m 2 ) '-- o o o o o o o o O OO o O O o O 0.5 0,,, I,,, I I 1, 1, 1 i x/h Şekil 14. Ruck ve Makiola'nın [3] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış geometrisi için kanalın üst cidarı boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin dağılımı.

39 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 484 SONUÇ Geriye doğru basamaklar arkasında ayrımlı ve yeniden birleşmeli, kompleks çevrintili türbülanslı akış için üç farklı Reynolds sayısında, standart yüksek Reynolds sayılı k-e türbülans modelini kullanarak sayısal hesaplamalar yapılmıştır. Geleneksel sonlu hacim yöntemini kullanarak, Patankar ve Spalding'in [15] SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Üç farklı geriye doğru basamaklı akış geometrileri için standart k-e türbülans modelinin performansı araştırılmıştır. Standart k-e türbülans modeliyle elde edilen hesaplanan yerel akış yönü hızı ve türbülans kinetik enerji profilleri literatürde bildirilen çeşitli deneysel ölçümlerle karşılaştırılmıştır. Iki-boyutlu kanal karşısında hesaplanan ve ölçülen yerel akış yönü hızı ile türbülans kinetik enerji profillerinin karşılaştırılması genel olarak oldukça iyidir. Bununla beraber, basamak arkasındaki kompleks çevrintili akış bölgesinin uzunluğu ve genişliği standart k-e türbülans modeli tarafından daha küçük olarak hesaplanmıştır. KANAKLAR [I] KASAGI, N.,and MATSUNAGA, A., "3-D Particle-Tracking Velocimetry Measurement of Turbulence Statistics and Energy Budget in a Backward-Facing Step Flow", Int. J. Heat and Fluid Flow, 16, , [2] FESSLER, J.R., and EATON, J.K., "Partide Response in a Planar Sudden Expansion Flow", Experimental Thermal and Fluid Science, 15, , [3] RUCK, B., and MAKİOLA, B., "Partide Dispersion in a Single-Sided Backvvard-Facing Step Flow", f Int. J. Multiphase Flow, 14, , [4] CHUN, K.B., and SUNG, H.J., "Control of Turbulent Separated Flow Över a Backvvard-Facing Step by Local Forcing", Experiments in Fluids, 21, , [5] de GROOT, W.A., "Laser Doppler Diagnostics of the Flow Behind a Backvvard-Facing Step", Ph.D. Thesis, Georgia Institute of Technology, Atlanta, GA [6] KİM, J., KLINE, S.J., and JOHNSTON, J.P., "Investigation of a Reattaching Turbulent Shear Layer: Flovv Över a Backvvard-Facing Step", ASME J. Fluids Eng.,102, , [7] VOGEL, J.C., and EATON, J.K., "Combined Heat Transfer and Fluid Dynamic Measurements Dovvnstream of a Backvvard-Facing Step", ASME J. Heat Transfer, 107, ,1985. [8] KARASU, T., KURAL, O., EĞRİCAN, N., ATAER, Ö.E., BORAT, O., ÖZCAN, O., "Computer Simulation of Turbulent Flovv Över Backvvard-Facing Steps", Fourth Turkish National Combustion Symposium, 19 th -21 st July 1995, Kirazlıyayla, Uludağ, Bursa, Türkiye, Proc, , i [9] KARASU, T., KURAL, O., "Geriye Doğru Basamaklar Üzerinde Türbülanslı Akışın Sayısal '. Simülasyonu", Kayseri Birinci Havacılık Sempozyumu, Kayseri, Bildiriler Kitabı, ,1996. [10] KARASU, T., KURAL, O., ATAER, O.E., "Kanallarda Türbülanslı Akımların Sayısal Hesaplanması", 9. Ulusal Mekanik Kongresi, Ürgüp, Bildiriler Kitabı, ,1995. [II] KARASU, T., "Numerical Investigation of Separating and Reattaching Turbulent Flovv Över Backvvard-Facing Steps", 3. Ulusal Hesaplamalı Mekanik Konferansı, İstanbul, Bildiriler Kitabı, , [12] KARASU, T., KURAL, O., EĞRİCAN, N., BORAT, O., ÖZCAN, O., "Numerical Simulation of Turbulent Flovv in Axisymmetric Sudden Expansions", Fourth Annual Mechanical Engineering Conference of İSME Second International Mechanical Engineering Conference, Shiraz, Iran, Proc, 2, , [13] KARASU, T., CHOUDHUR, P.R., and GERSTEIN, M., "Prediction of Some Turbulent Flovvs \ Using Upvvind and Hybrid Discretisation Schemes and the Two-Equation Turbulence Model", Journal of the Faculty of Engineering of Uludağ University, 1,1-20, [14]LAUNDER, B.E., and SPALDING, D.B., "The Numerical Computation of Turbulent Flovvs", Comp. Meth. Appl. Mech. Engng., 3, , [15] PATANKAR, S.V., "Numerical Heat Transfer and Fluid Flovv", Chapters 5 and 6, , [16]Hemisphere, McGravv-Hill, Washington, DC, 1980.

40 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 485 ÖZGEÇMİŞ Tahir KARASU 1950 yılında Eskişehir'de doğdu. D.I.C. (Diploma of imperial Çollege), Imperial College of Science, Technology and Medicine, London, U.K.; M.Sc, The Üniversity of Birmingham, Birmingham, U.K.; ve Ph.D., The Üniversity of London, London, U.K.; derecelerini aldı yıllarında Amerika Birleşik Devletlerinde Kaliforniya'da Los Angeles'ta Güney Kaliforniya Üniversitesi'nde postdoktoral araştırmacı olarak çalıştı yıllarında Uludağ Üniversitesi'nde, yıllarında Çukurova Üniversitesi'nde, ve yıllarında Anadolu Üniversitesi'nde çalıştı. 1984'te doçent, 1995'te profesör oldu yılından bu yana Osmangazi Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü'nde Termodinamik Anabilim Dalı Başkanlığını yapmakta olan Prof. Dr. Tahir Karasu İngilizce bilmekte ve ağırlıklı olarak Akışkanlar Mekaniği, Termodinamik, Isı Transferi, Sayısal Akışkanlar Dinamiği ve Isı Transferi alanlarında çalışmaktadır.

41 il. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN - 34 MMO, bu makaledeki ifadelerden, fikirlerden, toplantıda çıkan sonuçlardan ve basım hatalarından sorumlu değildir. Hidrolik ve Pnömatik'e Alternatif Çözüm; Doğrusal Motorlar ERSO KARAÇAR Kontrolün Ltd. Şti. MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI BİLDİRİ

42 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 489 HİDROLİK VE PNÖMATİK'E ALTERNATİF ÇÖZÜM; DOĞRUSAL MOTORLAR Ersoy KARAÇAR ÖZET Hidrolik ve Pnömatik'in ufukta görünen ortağı; Teknolojideki gelişmeler neticesinde doğrusal tahrik elemanlarına alternatif çözümler eklenmektedir.gelenekselleşmiş doğrusal tahrik sistemleri olan HİDROLİK, PNÖMATİK, VİDALI MİL ve diğer elektromekanik çözümlere alternatif olarak doğrusal motorlar giderek populeritesini arttırmaktadır. Doğrusal motorlar cazip avantajları ile diğer sistemlere karşı ciddi bir alternatif konumuna gelmektedir. Bilinçli ve araştırmacı tasarımcıların dikkatini çeken iki konu aynı zamanda doğrusal motorların son zamanlarda populeritesini artırmasını sağlayan faktörlerdir. Bunlardan birincisi manyetik temelli malzemelerin işlenmesi ve maliyetlerinin eskiye göre çok daha makul olmasıdır.lkinci olarak da dijital kontrol teknolojisindeki gelişmeler yüksek performanslı cihazların yüksek hassasiyetlerde ölçülebilir ve kontrol edilebilir hale gelmesini sağlamıştır. Hidrolik sistemlerde enerjinin yağ basıncına, Pnömatik sistemlerde hava basıncına çevrimi ve olası arızalarda ve normal seyrindeki gürültü dahil kirlilikler, doğrusal motorları daha da tercih edilir kılmaktadır.elektromekanik sistemlerin içerdiği vidalı mil, triger kayış, kremayer dişli v.b aktarma ve çevrimlerden kaynaklanan yataklama ve boşluk sorunları doğrusal motorlara artı puan kazandırmaktadır. Diğer sistemlerin içerdiği enerji çevrimleri ve mekanik detaylar potansiyel arıza ve dolayısı ile bakım ihtiyacı gerektirmektedir.bununla birlikte performansa direk etki eden geri besleme sistemlerinin de sensör.cetvel.encoder v.s harici olarak sağlanması, mekanik ve elektronik harici bağlantıları da beraberinde getirmektedir.her yeni eleman ve bağlantı noktası da hata ihtimalini arttırmaktadır. GİRİŞ DOĞRUSAL HAREKET, Doğrusal hareketin genel olarak farklı yöntemi kullanılmaktadır. 1.- Akışkan, Hidrolik ve Pnömatik; Hidrolik ve Pnömatik sistemlerde genellikle ileri geri son konum çalışması akışkanın özelliklerine bağlı olarak tercih edilerek kullanılır. Tercihler güç, hız, maliyet gibi kriterler göz önüne alınarak yapılır.kontrol edilebilen düzgün bir hareket için elektronik desteği şarttır.

43 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ Elektromekanik ;Triger kayış.sonsuz vida.kremayer dişli; Triger kayış; Hızın yaklaşık 1m/s istendiği uygulamalarda genellikle tercih edilir.dezavantajı, kayıştaki esnemelerin hassasiyeti bozmasıdır. Bunun yanı sıra tahrik elemanının ve bağlantılarının hassasiyete direk etkisidir. Sistem +/- 2/10 hassasiyete kadar çekilebilir. Sonsuz vida; Bir motorun Döner hareketinin doğrusal harekete vidalı mil aracılığı ile çevrilmesidir. Bu ara elemanların tamamı sistem hassasiyetine direk etki eden faktörlerdir. 1m/s 'den daha yüksek hızlarda tercih edilen doğrusal hareket yöntemidir.sistem +/- 2/100 hassasiyete kadar çekilebilir. Doğrusal Motor; üksek hız uygulamalarında idealdir, 10m/s hızlarda bile kontrol edilebilir hassas bir çalışma sergiler. En önemli avantajı kısa pozisyonlama zamanı sağlar ve sistem 0,1-10 micron hassasiyatte çalışabilir. Şekil 1. A Şekil 1.B DOĞRUSAL MOTOR NEDİR? Döner hareket yapan motor gibi bir yapısı vardır. Döner motordan farkı, tahrik miline döner hareket yerine doğrusal hareket verecek şekilde manyetik alanları doğrusal olarak birbirini destekler.bu sayede "rotor" doğrusal hareket yapar. Uygulama alanına göre 2 ayrı tip doğrusal motor kavramı paralel gelişme göstermektedir. Klasik elektrik motoru yapısına benzer yapıdaki (Tubular) doğrusal motor (Şekil 1-A); Entegre yataklama sistemi, dahili geri beslemesi ve iki parçadan oluşan yapısı ile tercih edilirliğini arttırmaktadır. Rotor çevresine yerleştirilmiş olan çok güçlü mıknatıslar (neodmiyum-demir-bor) Doğrusal motorun güçlü yapısının temelini oluşturmaktadır.360 rotoru çepeçevre saran mıknatısların miktarı ve rotor uzunluğu doğrusal motorun gücünü belirleyen faktördür. Maximum N güce 10 micronluk hassasiyetlerde ulaşabilir. Manyetik alanları tek yüzeyde temas eder şekilde tasarlanmış ( flat) doğrusal motor (Şekil 1 -B); Sınırsız strok.yüksek hız ve hassas pozisyonlama bu tarz doğrusal motorlarıda cazip kılmaktadır.mıknatıslann tek yüzey manyetik alan teması güç bakımından diğer sisteme göre zayıf kalmaktadır. Maximum N güce 0,10 micronluk hassasiyetlerde ulaşabilir.

44 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -491 Avantajları Hareketli parça; Rotor üksek hız ve yüksek hassasiyeti bir arada sunar. Aynı noktalara tekrar hareketinde mükemmel sonuçlar verir. Uzun ömürlü ve bakımsız bir çalışma sergiler aptığı iş diğer sistemlerle karşılaştırıldığında; çok kompakt bir yapıdadır. Sınırsız uzunluklarda aynı hız ve hassasiyet değerlerini yakalar. Temiz oda (clean room) uygulamaları için idealdir. Dezavantajları Motor sıcaklığı performansını direk etkiler. Motorun, stator ve rotor arasındaki çekim kuvvetinin büyüklüğü yatay da elde edilen kuvvetin 2 ila 5 katı kadardır. Motor seçimi yapılırken göze alınacak en önemli faktördür. üksek hassasiyet mekanikle birlikte sağlanabileceğinden, Konstrüksiyonun da bunu destekler şekilde tasarlanması gerekmektedir. Manyetik alan demiri çeker.büyük güçte manyetik alan oluştuğu bilindiğinden uygulamada bu kritere dikkat edilmelidir. Makine kontrol elemanı ile motor arasında bir arayüz birimine ihtiyaç vardır. Uygulama Alanları: Vibratör: Montaj makinelerinde malzeme besleme uygulamaları Transfer pompaları: Emme ve basma hızları ve stokları programlanarak değiştirilebildiğinden esnek çalışma şartları sağlar. Multi eksen uygulamalar: dik işlem uygulamalarında, ambalaj ve handling sistemlerinde yüksek hızlarda ve yüksek güçlerde alışılmış sistemlerin çok üzerinde performans sağlar.

45 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -492 Vana kontrolü: Buhar.sıvı ve gaz vanalarının hassas oransal kontrollerinde, yüksek güçlerde basit çözümler sunar. Kaynak,sürme ve press: üksek güçlerin mükemmel kontrolü tek bir sistemle çözülür. Eğlence Sektörü : Çevre dostu özellikleri ile karmaşık hidrolik sistemler yerine tercih edilir. Hidrolik-Pnömatik sistemlerle Doğrusal motorların karşılaştırılması Entegre yataklama sistemleri ile compact boyutlardadır. Hidrolik ve pnömatik sistemlerde tahrik elemanının yanal yüklere karşı yataklanması gerekmektedir. Aksi takdirde boğaz keçelerinin zarar görmesine ve akışkanın kaçak yaparak sistemin arızaya geçmesine sebep olur. (Doğrusal motorlarda yataklama elemanları kendi üzerinde bulunduğundan harici yataklamalara ihtiyacı yoktur.) Akışkan sorunlarından kaynaklanan viskosite, kirlilik, sıkıştınlabilirlik gibi sorunlardan uzaktır. Enerji kaynağı, kompresör yada pompa ünitesi gibi çevre birimlerine ihtiyaç duymaz. Çevre dostu bir çalışma sunar, Hidrolik akışkan ve gürültü kirliliği yapmaz. Basit dizaynı ile aksesuara (konum sensörü, cetvel, stoper) ihtiyaç duymadan kontrol edilir. Robust dizaynı ve sade yapısı ile bakım ihtiyacı duymaz. En büyük dezavantaj, yeni teknolojisi ve irmaların tekelinde olmasından dolayı yüksek ilk yatırım bedelleridir.

46 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -493 SONUÇ Teknolojideki gelişmelerin sunduğu yeni sistem çözümlerinin, eskilerin yerini nasıl ve ne şekilde alacağını zaman içinde tasarımcıların eğilimi belirleyecektir. Doğrusal hareketin de bu eğilim içerisinde yerinin ne olacağını gösteren en büyük işaret; Bu teknolojiye yatırım yapan nitelikli firma sayısı ile öngörülebilir. İçlerinde Philips, Parker, askavva, Baldor, CLF, Fanuc v.b. firmalar ve ismi hiç tarafımızdan duyulmamış birçok firmanın bu teknolojiye yatırım yaptıklarını ve bunu tüm magazin ve net üzerinden reklam yaptıklarını takip edebiliyoruz. Genel olarak iki ayrı kategoride yapılan çalışmalar, (tubular & thrust flat) tüp tipli & saptamalı düz yöntemleri birbirine rakip olarak gelişmekteler.hangi çözümün daha tercih edilir olduğu ise uygulama alanına göre değişiklik gösterecektir.mevcut çözümlerin (hidrolik,pnömatik ve eiektromekanik) yerini aralarında paylaşmaları ise muhtemel olacaktır. Max hız Max güç Hassasiyet Pozisyonlama Maliyet Enerji verimliliği Çevrecilik Bakım ihtiyacı Pnömatik İyi Orta Orta Orta Az Kötü İyi İyi Hidrolik Orta Çok iyi İyi Orta Orta Orta Orta İyi uvarlak tipli Doğrusal Motor Çok iyi İyi Çok iyi Çok iyi Çok Çok iyi Çok iyi Çok iyi Düz tipli Doğrusal Motor Çok iyi Orta Çok iyi Çok iyi Çok Fazla İyi Çok iyi Çok iyi KANAKLAR [1] CLD (CALİFORNİA LİNEAR DEVİCE) Web sitesi; NASA Brief Documents [2] TECNOTION CORPARATION Web sitesi; [3] NUTEC Components INC. Web sitesi; ÖZGEÇMİŞ Ersoy KARAÇAR 1971 yılı İğdır doğumludur yılında Marmara Üniversitesi Bilgisayar Bölümü Kontrol ana Bilim dalından mezun olmuştur yilina kadar Bina otomasyonu üzerine Erelsan firmasında çalıştı yılına kadar FESTO A.Ş.'de teknik danışman olarak çalıştı yılı başından beri Kontrolün firmasında çalışmaktadır.

47 HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 35 MMO, bu makaledeki ifadelerden, fikirlerden, toplantıda çıkan sonuçlardan ve basım hatalarından sorumlu değildir. Hidrolik Sistemlerde Meydana Gelen Kayıpların İncelenmesi GALİP KEÇECİOĞLU Ege Üniversitesi Ziraat Fakültesi Tarım Makinaları Bölümü NASER CÜNETOĞLU Simge Hidrolik MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI BİLDİRİ

48 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -497 HİDROLİK SİSTEMLERDE MEDANA GELEN KAIPLARIN İNCELENMESİ Galip KEÇECİOĞLU Naser CÜNETOĞLU ÖZET ıllar boyunca, tarımsal mekanizasyonu iyileştirmek amacıyla çeşitli çalışmalar yapılmaktadır. Bu çalışmaların temelinde çeşitli faktörler yatmaktadır.bunlardan birincisi tarımda kullanılan insan gücünü azaltmak,ikincisi tarımsal işlerdeki etkinliği ve hızı arttırmak ve son olarakta tarımsal işlemlerde kaliteyi artırmak ve zamandan tasarruf sağlamaktır. Bütün bu faktörlerin üzerinde çok büyük bir etkisi olan ve tarımda temel güç kaynağını oluşturan traktör,gelişmelerin odak noktası haline gelmiştir. Bu nedenle yıllar geçtikçe traktör üzerinde yeni ilerlemeler ve yenilikler görülmektedir. Bu ilerlemeler ve yeniliklerin başta geleni; traktör hidrolik sistemidir. GİRİŞ Bu çalışmanın amacı; traktör hidrolik sisteminde meydana gelen kayıpların incelenmesidir. Traktör hidrolik sistemi, diğer hidrolik sistemler gibi ana elemanlardan oluşmaktadır; yağ tankı, filtre, pompa, ventiller, boru ve/veya hortum, dirsekler ve silindirler. HİDROLİK SİSTEMİNDEKİ ENERJİ DÖNÜŞÜMÜ Hidrolik tanımı uyarınca,sistemde bir hidrolik enerji üretmek söz konusudur.bunun için önce girdi olarak sisteme elektrik veya ısı enerjisi verilir.bu enerji ile elektrik veya içten yanmalı motor döndürülür.elektrik veya içten yanmalı motoru kavramalarla bağlı olan hidrolik pompanın miline dairesel hareket yaptırır.bu sırada depodaki yağ belirli basınçta sisteme hidrolik enerji olarak basılır.ancak bu hidrolik enerjinin beklenen fonksiyonları yerine getirebilmesi için kontrol elemanları (ventiller)tarafından denetlenmesi ve istenilen elemana yönlendirilmesi gerekir.buradan hidrolik silindir veya hidromotorlara gelen akışkan doğrusal veya dairesel hareket üretir, (semai) Elektrik/Isı Enerjisi Elektrik/İçten yanmalı Mekanik Enerji w Hidrolik Pompa Mekanik Enerji 4- Doğrusal/Dairesel hareket H.Silindir/ H.Motor Kontrol Elemanları Hidrolik Enerji Şema 1. Hidrolik Sistemdeki Enerji Dönüşümü

49 II. ULUSAL HİDROLİK PNOMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -498 Bu enerji dönüşümü esnasında enerjide kayıplar meydana gelmektedir. Bu kayıpların çeşitli nedenleri vardır, (şema 2) Toplam Kayıplar Volumetrrtc Kayıplar Hidrolik-Mekanik Kayıplar Sızıntı Kayıpları Komprasyo n Akışkan Kayıpları Mekanik Sürtünme I Kısmanın Neden Olduğu 1 Sürtünmenin Neden Olduğu Şema 2. Hidrolik sistemdeki meydana gelen kayıplar Volumetrik Kayıplar a-sızıntı kayıpları:sistemin çeşitli yerlerinde sızma meydana gelmektedir. Ayrıca birbirine hareketli olan iki elemanın arasından sızma meydana gelmektedir ki sistemde enerji kaybı ortaya çıkar. b-komprasyon kayıplar: Bilindiği gibi yağ sıkıştırılmaz bir akışkandır. Fakat yağ ısısının yükselmesinden dolayı yağın fiziksel özellikleri bozulup biraz sıkışmasına neden olabilmektedir. Hidrolik-Mekanik Kayıplar a- Akışkan Kayıpları 1. Kısmanın neden olduğu kayıplar.sistemin çeşitli yarlerinde bulunan ventiller genellikle akımın kısılmasına neden olurlar. 2. Sürtünmenin neden olduğu kayıplar.akışkan sistemde dolaşırken,sistemin cidarları ile sürtünme halinde olduğu için basınç düşmesi meydana gelmektedir. b- Mekanik sürtünme kayıpları Sistemde hareketli olan parçaların birbirine sürtünmesi sonucunda basınç düşmesi meydana gelir. [1] Traktör Hidrolik Sistemindeki Enerji Kayıplarının Hesaplanması Genel olarak hidrolik sistemler şu ana elemanlardan oluşmaktadır.(şekil 1)

50 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ ağ Tankı 2. Filitre 3. Pompa 4. Emniyet 5. Kontrol Ventili 6. Silindir Borular Şekil 1. Hidrolik sistemin ana elemanları Pompada meydana gelen güç kaybının hesaplanması Pompaya verilen ile pompadan elde edilen gücün arasındaki fark bize güç kaybı vermektedir.şöyle; Burada; GüçKaybı(AP)=P s -P h AP =Pompanın güç kaybı(kw) P s =Pompaya verilen mekanik güç(kw) P h = Pompadan alınan hidrolik güç(kw) Pompayı çalıştırmak için gerekli olan mekanik güç (P s ) aşağıdaki formülden hesaplanır; P S =(Q A * P)/(600*TIP) Pompadan elde edilen Hidrolik Güç (P h ) ise aşağıdaki formülden bulunur; Dolayısıyla; Burada; P h = (Q A *Ap)/600 GüçKaybı(AP)=P s -P h AP =[(QA* P)/(600*TIP) ]-[( Q A *Ap)/600] AP = Pompada meydana gelen güç kaybı(kw) Q A = Pompadan elde edilen aktif (gerçek)debi (It/dak) p = Pompadan elde edilen basınç(bar) TIP = Pompanın toplam (güç) verimi (%) Pompadan elde edilen debi,pompanın yapısına yani pompanın tipine göre değişmektedir.dolayısıyla da üç kaybı pompaya göre değişir.

51 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -500 Boruların Güç Kaybı Hesaplanması Boruların güç kaybını hesaplamak için önce borulardaki meydana gelen basınç kaybı hesaplandıktan sonra güç kaybına çevrilir. Borulardaki meydana gelen basınç kaybını hesaplamak için d'arcy formülünden yararlanılır [4]. Burada; Ap b =A*(l/D)*(p/2)V*10" 5 Ap b = Borulardaki basınç kaybı (bar) X = Boru sürtünme katsayısı. I = Boru uzunluğu (m) D = Boru iç çapı (m) p = Akışkan yoğunluğu(kg/m 3 ) v = Akışkan hızı (m/s). Dirseklerde Meydana Gelen basınç Kaybının Hesaplanması Dirseklerin basınç kaybını hesaplamak için aşağıdaki formül kullanılmaktadır. Burada; Ap=k*p*v 2 /2*10" 5 Ap = Dirsekteki basınç kaybı (bar) k = Kayıp katsayısı. p = Akışkan yoğunluğu (kg/m 3 ) v = Akışkan hızı (m/s). Dirsek kayıp katsayısı dirseğin şekline bağlı olarak değişmektedir. a. Düz boru dirsekteki kayıp katsayısı (k) Düz boru dirseğin (Şekil 2) kayıp katsayısı (k) aşağıdaki tablodan bulunmaktadır. Tablol. Düz dirsekteki kayıp katsayısı değerleri[3] R/d k (cc=45 ) k (a=90 ) d=dirsek boru çapı R=Dirsek eğrilik yarıçapı a=dirsek açısı. Şekil 2. Düz Dirsek

52 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -501 b. Ayrılan meyilli yön değiştirme parçasının kayıp katsayısı (k) Ayrılan meyilli yön değiştirme parçasının (Şekil 3) kayıp katsayısını veren tablo-2 aşağıda verilmiştir. Ka Q,_ \ -> Qa Kb Qb Şekil 3. Ayrılan meyilli yön değiştirme parçası. Bu tip dirseklerde kayıp iki yol için yani yol a ve yol b için hesaplanır(ka) ve (kb) kayıp katsayıları veren tablo şöyledir; Tablo 2. Ayrılan meyilli yön değiştirme parçasinin (K) kayıp katsayıları[3]. Q (a = 45 ) Kb Ka (a =90 ) Ka Kb Bu tip dirsekleri her yol için kaybı hesaplanır: (yol - a ) için basınç kayıbı; APa =Ka.p.v 2 /2 (yol - b) için basınç kayıbı; APb = K b.p.v 2 /2 Daha sonra dirseğin toplam basınç kaybı (AP) iki yolun basınç kayıblarınm toplamına eşittir. ani; Ap = APa + APb C. Birleşen meyilli yön değiştirme parçası (şekil 4) "\ Şekil 4. Birleşen meyilli yön değiştirme parçası.

53 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -502 Birleşen meyilli yön değiştirme parçasının kayıp katsayısını veren tablo 3 aşağıda verilmiştir: Tablo 3. Birleşen meyilli yön değiştirme ğarçasının (k) kayıb katsayısı [3]. Q (g = 45 ) Kb Ka (g =90 ) Ka Kb Dirseğin toplam basınç kaybı, her yolun basınç kaybı toplamına eşittir. Şöyleki; Ap=APa +APb ol Ventillerindeki Basınç Kaybının Hesaplanması Hidrolik sistemlerde pompa bir kalbe ve yol ventili ise bir beyine benzetilmektedir.çünkü pompanın bastığı yağ yol (kontrol) ventili tarafından yönetilir.dolaysıyla karmaşık bir yapıya sahiptirler. Burada meydana gelen kayıplar.hem sürtünmeden dolayı hemde kesit daralmasından dolayı ortaya çıkmaktadırlar. Dirseklerin kayıp denklemi burada da geçerlidir; Ap=k*p*v 2 /2*10" 5 Formülden görüleceği gibi bir (k) kayıp katsayısı söz konusudur.bu katsayı denemelerle tesbit edilebilir. Bu konu ile ilgili J.D.Hamilton ve J.McCallum çok ayrıntılı çalışmaları vardı.[2] Kesit Genişlemesi Veya Kesit Daralmasında Meydana Gelen Basınç Kaybı Silindir ve tank gibi yerlere yağın girmesiyle veya çıkmasıyla basınç ve dolayısıyla enerji kaybı sözkon usudur. Kesitin genişlemesinden dolayı ortaya çıkan basınç kaybı aşağıdaki formülün yardımıyla bulunur [2]. AP = k.p.v 2 /2 kayıp katsayısı = 1'dir. II- Kesitin daralmasından dolayı ortaya çıkan basınç kaybı aynı formülün yardımıyla bulunur. AP = k.p.v 2 /2 k = dir. Traktör Hidrolik Sistemin Toplam Güç Kaybının Hesaplanması Boruların, dirseklerin ve yol ventillerinin toplam basınç kayıplarını (bar) olarak bulduktan sonra [P=(Q.AP)/600] olan denklemin yardımıyla bu basınç kaybını toplam güç kaybına (kw) olarak çevirilir. Daha sonra bu toplam güç kaybı ile pompanın güç kaybına eklendiği zaman sisteminin toplam güç kaybı bulunmuş olur. Şöyleki: S APsİStem = + AP diğ er

54 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 503 Burada; S Ap sistem = Hidrolik sisteminin toplam güç kaybı (kw) = Pompanın enerji kaybı (kw) APdiğer = Borular, dirsekler, yol ventilleri ve sistemde meydana gelen kesit daralması veya genişlemesinden dolayı ortaya çıkan güç kaybı (kw). SONUÇ Bu çalışmada bir traktörün hidrolik kaldırma mekanizmasını ele alıp incelenmiştir.ukarıda sözü edilen tüm formüller uygulandığında motorun değişik devirlerine göre güç kaybı hesaplanmıştır.bu sonuçların özeti aşağıdaki şekilde verilmiştir (Şekil 5) r >- «= 1200 * nm = K o--" * _ n M = 1800 = * 6 ^ *-...o- -o -o = 2400 nm = (bari 160 ISO 200 Şekil 5. Çalışma durumundaki kaldırma mekanizmasının değişik motor devirlerine göre güç kaybı. Şekil 5'den görüleceği gibi sistem basıncı arttıkça belirli bir motor devri için güç kaybı (doğrusal olarak)da artmaktadır. Çok belirgin bir şekilde anlaşılıyorki motor devrinin artması güç kaybının artması demektir. KANAKLAR [1] Garbers H.,1985.Belastungsgrössen und wirkungsgrade in schlepper hydraulik systemen.vdi- NERLAG,Düsseldorf,S [2] Hamilton J.D.,McCallum J.,1961.Floid-power cicuit design.proceeding of the conference on oil hydraulic power transmission and control.29th and 30th November 1961.Paper20. [3] Matthies H.J.,1984.Einführung in die öihydravviic.b.g. Teubner Stuttgart 1984.S [4] McCloy D..Martin H.R.,1980.Control of fluid power:analysis and design.john and VViley &Sons,S.205.

55 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 504 ÖZGEÇMİŞLER Galip KEÇECİOĞLU 1935 yılında Senirkent'te doğmuş, Ankara Üniversitesi Ziraat Fakültesi/Tarım Makinaları Bölümünden 1959 yılında mezun olmuştur yılında "Üniversite Doçenti" unvanını kazanmıştır yılında Tarım Makinaları Kürsüsünde Profesörlüğe atanan KEÇECİOĞLU, halen aynı bölümde çalışmakta olup, Almanca ve İngilizce bilmektedir. Naser CÜNETOĞLU 1969 yılında Hebron'da doğmuştur. 1993yılında Ege Üniversitesi Tarım Makinaları bölümünden mezun olup aynı bölümde hidrolik üzerinde yüksek lisans yapmıştır yılından beri sektörde bilfiil çalışmakta olup1998 yılında şube müdürü olarak çalıştığı Berk Hidrolik firmasından ayrılıp şu ana kadar, kurmuş olduğu Simge Hidrolik firmasında görev yapmaktadır.

56 II. HİDROLİK PNÛMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 36 MMO, bu makaledeki ifadelerden, fikirlerden, toplantıda çıkan sonuçlardan ve basım hatalarından sorumlu değildir. Hidrolik Sistemlerde Arıza Bulmaya Sistematik aklaşım AHMET SARAÇ Ereğli Demir ve Çelik Fab. TAŞ. MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI BİLDİRİ

57 M. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 507 HİDROLİK SİSTEMLERDE ARIZA BULMAA SİSTEMATİK AKLAŞIM Ahmet SARAÇ ÖZET Hızlı değişen günümüz teknolojisinde,işletmelerin istenilen bilgi ve becerilere ulaşması oldukça zor ve pahalıdır. Hızlı değişen teknoloji bir de globalleşen dünya ekonomisi ile birleştiğinde, ürünümüz daha kaliteli ve daha ucuz olmak zorundadır. Aksi halde aşırı rekabetin olduğu bu piyasada tutunmamız çok zordur. Kalite ve fiyatlardan taviz veremediğimiz bu piyasada bizi daha karli duruma geçirebilecek ve rakiplerimiz ile daha iyi rekabet edebilecek işletme içi alternatif seçeneklerimizi seçmek ve değerlendirmek zorundayız. Bu alternatif seçeneklerimizin bir tanesi işletme Bakım/Onarım veya duruş maliyetlerini minimum seviyelere düşürmektir. Hidrolik Sistemlerde Arıza Bulmaya Sistematik aklaşım Metodolojisi; bir işletmenin ürün maliyetini düşürmek ve üretim kapasitesini artırmak için en etkin yol olacaktır. Bu metodoloji İşletme ürün maliyet analizlerine ölçülebilir bir değer yaratacaktır. Bu değer bir sonraki işlemler için kıyaslanabilir ölçü olacaktır. İşletmenin daha mükemmeli yakalaya-bilme şansını artıracaktır. GİRİŞ Klasik yöntemler ile bir hidrolik sistem arızasını bulmak ve gidermek hem pahalı hem de kalıcı olmamaktadır. Deneme ve yanılma yöntemleri sistemin ileride daha değişik arızalar vermesini sebebiyet vermektedir. Koruyucu bakımdan yola çıkarak kestirimci bakıma yönelmemiz, sistem arızalarını hem ucuz hem de daha hızlı kalıcı çözümler üretmemize yardımcı olacaktır. Hidrolik Sistemlerde Arıza Bulmaya Sistematik aklaşım Metodolojisi; koruyucu ve kestirimci bakım işlemlerini aynı anda gerçekleştirmemize yarayan bir yöntemdir. Hidrolik sistem arızalarına baktığımızda iki değişik tip arıza ile karşılaşırız. Birincisi; aniden (=Birdenbire) oluşan arızalar : sistem üzerinde önceden hiçbir uyarısı veya belirtisi olmadan oluşan arızalardır. Bu arızalar genelde; yay kırılmaları, valf bobinleri yanmaları vs. tipi arızalardır. Bu tip arızalara baktığımızda sistem arızalarının % 10 ile %20 'si arasında bir orandadır. İkinci tip arızalar ise ; Kademeli (=Uyarılı) oluşan arızalar : sistem üzerinde önceden ölçülebilir/gözlenebilir belirtisi olan arızalardır. Hidrolik sistem basıncının düşmesi,yağ sıcaklığının artması vs.tipi arızalar Kademeli Vuku bulan ve önceden belirtisi olan arızalardır. Bu tip arızalar da hidrolik sistem arızalarının %80 ile %90 arasında bir oranı oluşturmaktadır. Hidrolik Sistemlerde Arıza Bulma Metodolojisi, istatiksel Proses kontrol verilerinden elde edilen bu oranı dikkate alır ve çözüme kavuşturur. Şekil-1'de verilen en basit hidrolik sistemi dikkate alalım. Hidrolik sistemi ; bir güç ünitesi,bir yön kontrol valfı ve bir çift etkili hidrolik silindirden oluşturalım.

58 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -508 HAREKET ETTİRİCİ T" T ti J \ ÖN VALFI KONTROL v ( M) GÜÇ ÜNİTESİ ve BASINÇ KONTROL Şekil 1. Hidrolik Sistem Hidrolik sistem güç ünitesi Basınç Sınırlama Emniyet valfı 100 Bar'a set edilmiştir. Sistem;seri bir imalat işinde kullanıldığını düşünelim. Sistem ilk işletmeye alındığında -veya sistemin normal çalışma rejiminde- hidrolik sistem verilerini kayıtlarımıza alalım. Bu veriler bizim referans verilerimiz olacaktır. VERİ TOPLAMA VE VERİ ANALİZİ 1.ADIM: Hidrolik sistem fonksiyonel bölgelere ayrılır. Şekil-1'de verilen hidrolik sisteme baktığımız da; sistem fonksiyonel olarak dört bölgeye ayrıla bilinir. Birinci Bölge;Hidrolik Güç Ünitesi. İkinci Bölge;Basınç Kontrol.Üçüncü Bölge;ön Kontrol. Dördüncü Bölge;Hareket Ettiriciler. Fonksiyonel bölgeler tablo Tablo-1'de gösterilmiştir. 2.ADIM: Her bir bölge alt birimlere bölünür. Tablo-2 1 de alt birimler gösterilmiştir. 3.ADIM: Her bir alt birimin kontrol değerleri tespit edilir. örnek;ön Kontrol alt birimi dikkate alalım. Bir yönlendirme valfında neler ölçülebilir.gözlenebilir ve duyula bilinir? Bu ayrıntılar başlangıçta tespit edilirken çok detaylı ve derin düşünülmelidir. Bir yön valfın de neler olabilir? Valfın titreşimi,valfın ısısı, valf bobin akımları,valf darbesi, bobin ısıları vs. Bu veri tespitleri her bir ekipman için ayrı ayrı yazılmalı ve genel tabloya ilave edilmelidir. Tablo-3'de detay gösterilmiştir. 4.ADIM: Kontrol değerleri veya verileri periyodik olarak toplanır ve Tablo-3'de verilen cetvele kayıt edilir. Bu tablo hidrolik sistemin sicilidir. 5.ADIM: Değerler ve veriler analiz edilir ve raporlanır. 4.ADIM da elde edilen veriler,bir sonraki adımlarda elde edilen değerler veya veriler ile karşılaştırılır. Somut sonuçlar veya kuşkulu sonuçlar ile ilgili alt birimin açıklama kısmına ilgili uyarı notları düşülür. Kuşkulu sonuçlar;genelde üzerinde daha detaylı bilgi toplanması gerekli belirtilerdir. Bu veriler ;gözleme veya duyulara dayalı veriler olup, araştırmaların derinleştirilmesinde bu veriler ölçülebilir değerlere dönüşürler, örnek; sistem üzeri kontrollerde yanık yağ kokusu kuşkusu veya duyusu bizleri diğer ölçülebilir çalışmamızı yapmamıza bir belirtidir.

59 . ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -509 Tablo 1. Ana bölgeler Tablo 2. Alt birimler EMİŞ FİLTRESİ HİDROLİK TANK HİDROLİK GÜÇ ÜNİTESİ POMPA KAPLIN E. MOTORU EMİŞ ve BASINÇ HATLAF ÖNLENDİRME VALFI BOBİNLER ÖN ve HIZ KONTROL HIZ KONTROL VALFLEFİ BASINÇ HATTI TANK HATTI İŞ HATLARI HAREKET ETTİRİCİLER. jşf 1.ADIM 2.ADIM Tablo-3'de verilmiş olan "DİĞER" ler kolonu sezi veya duyularımıza dayalı kısa notların düşüldüğü kolondur. Örnek;sistem üzerinde yaptığımız çalışmalarda yanık yağ kokusunu algılamamız durumunda Hidrolik Tank alt birimin karşısına 'anık ağ' ve "AÇIKLAMA" kısmına konunun araştırılması ile ilgili kısa bilgi notu düşülmelidir. Pompa için "SES" ve "DARBE" tespiti yapılmışsa;"diger" ler kolonuna "HAVA KABARCIĞI" notu yazılmalıdır. "AÇIKLAMA"; serbest kolon olup, konu ile ilgili düşünce veya öneriler yazılmalıdır. Herhangi bir problemin oluşması durumunda konu ile ilgili detaylı teknik incelemenin başlatılması amacı ile bu kolon üzerine not düşülür. Herhangi bir problemin olmaması durumunda açıklama kısmı boş bırakılır veya problem yok anlamında "" notu atılır. Belli periyotlar da sistem üzerinden veriler toplanırken,hidrolik sistem yağ basıncının düştüğünü ve yağ basıncının 95 Bar olduğunu tespit ettik. Kayıtlarımıza Manometre basıncı 95 Bar olarak giriyoruz. Relif valfın 100 Bar'a set edildiğini biliyoruz. Sistem basıncının 5 Bar gibi bir basınç kaybına uğraması sistemde bir şeylerin kötüye gittiğinin işaretidir.

60 " *,. II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -510 Tablo 3. Veri tablosu EMİŞ FİLTRESİ HİDROLİK TANK POMPA KAPLIN E. MOTORU EMİŞ v BASINÇ HATLARI BAS^NCSINİlRL^^ALf MANOMETRE TANK HATTI -V^S^ PİLOT HATTI "!*'*V 'Ş'v?'&.'* BASINÇ HATTI *" J : $ ÖNLENDİRME VALFI BOBİNLER HIZ KONTROL VALFLEFİ BASINÇ HATTI TANK HATTI İŞ HATLARI SİLİNDİR GİRİŞ/ÇIKIŞ PORTLARI MEKANİK BAĞLANTILARI MONTAJ KONUMLARI u.' -'" -. 3.ADIM 1 P P 100 " I. I " V- $&-;. Q 50! ** * ; s î - i f T > SI2NT * - ' ' :. J_"«"... I ;." TİTREŞİIV :'! N N N N : ' ; v~;?fe N. N " '. N, ', ' " A 1\nı«SES N N N N s-i'..- İPPÎ L% " '1Pf i Pfe- (W ^ŞJ*T N N "H" N. 1 "W" 1 * "'.** - - DARB r,. DİĞER AÇIKLAMA tr.-. / * ' ;-.:.' -. PROBLEM: HİDROLİK SİSTEM AĞ BASINCI DÜŞÜOR. Hidrolik sistemlerde bir arıza oluştuğunda ilgili arızayı bulmak için Sebep-Sonuç ilişkisine davalı arıza bulma formülümüzü devreye sokmalıyız. BELİRTİ/LER ARIZA/LAR SEBEP/LER ÇÖZÜM/LER