KENDİNDEN TETİKLEMELİ İNDÜKSİYON ISITICI İÇİN AKIM GERİ BESLEMELİ SERİ REZONANS EVİRİCİLİ SÜRME DEVRESİNİN GERÇEKLEŞTİRİLMESİ VE ANALİZİ.

Transkript

1 KENDİNDEN TETİKLEMELİ İNDÜKSİYON ISITICI İÇİN AKIM GERİ BESLEMELİ SERİ REZONANS EVİRİCİLİ SÜRME DEVRESİNİN GERÇEKLEŞTİRİLMESİ VE ANALİZİ Selim ÖNCÜ DOKTORA TEZİ ELEKTRİK EĞİTİMİ GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ NİSAN 2011 ANKARA

2 Selim ÖNCÜ tarafından hazırlanan KENDİNDEN TETİKLEMELİ İNDÜKSİYON ISITICI İÇİN AKIM GERİ BESLEMELİ SERİ REZONANS EVİRİCİLİ SÜRME DEVRESİNİN GERÇEKLEŞTİRİLMESİ VE ANALİZİ adlı bu tezin Doktora tezi olarak uygun olduğunu onaylarım. Prof. Dr. Güngör BAL Tez Danışmanı, Elektrik Eğitimi Anabilim Dalı.. Bu çalışma, jürimiz tarafından oy birliği ile Elektrik Eğitimi Anabilim Dalında Doktora tezi olarak kabul edilmiştir. Prof. Dr. Güngör BAL Elektrik Eğitimi Anabilim Dalı, G.Ü... Prof. Dr. İlhami ÇOLAK Elektrik Eğitimi Anabilim Dalı, G.Ü... Doç. Dr. Ayhan ERDEM Elektronik ve Bilgisayar Eğitimi Anabilim Dalı, G.Ü... Doç. Dr. Şevki DEMİRBAŞ Elektrik Eğitimi Anabilim Dalı, G.Ü... Yrd. Doç. Dr. Hüseyin DEMİREL.. Elektrik Elektronik Mühendisliği Anabilim Dalı, K.Ü. Tarih: 15/04/2011 Bu tez ile G.Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü Yönetim Kurulu Doktora derecesini onamıştır. Prof. Dr. Bilal TOKLU Fen Bilimleri Enstitüsü Müdürü..

3 TEZ BİLDİRİMİ Tez içindeki bütün bilgilerin etik davranış ve akademik kurallar çerçevesinde elde edilerek sunulduğunu, ayrıca tez yazım kurallarına uygun olarak hazırlanan bu çalışmada bana ait olmayan her türlü ifade ve bilginin kaynağına eksiksiz atıf yapıldığını bildiririm. Selim ÖNCÜ

4 iv KENDİNDEN TETİKLEMELİ İNDÜKSİYON ISITICI İÇİN AKIM GERİ BESLEMELİ SERİ REZONANS EVİRİCİLİ SÜRME DEVRESİNİN GERÇEKLEŞTİRİLMESİ VE ANALİZİ (Doktora Tezi) Selim ÖNCÜ GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ Nisan 2011 ÖZET Bu tez çalışmasında, kendinden tetiklemeli denetim yönteminin bir uygulaması yarım köprü seri rezonans eviricili bir indüksiyon ısıtıcı üzerinde gerçekleştirilmiştir. Yarım köprü seri rezonans devresinin analizi yapılarak bu devre için kendinden tetiklemeli denetim devresi tasarlanmıştır. Güç anahtarlarının denetimi devrede kullanılan akım transformatörü ile sağlanmakta ve ısıtıcıdaki yük değişimi izlenebilmektedir. Yarı iletken güç anahtarı olarak MOSFET kullanılan devrede, tetikleme gerilimine ve frekansına etki eden devre elamanı parametreleri incelenmiştir. Bu amaçla, tetikleme devresinde kullanılan akım transformatörünün mıknatıslama endüktansının ve sekonder akımının tetikleme gerilimine olan etkileri parametrik simülasyon devresi ile sunulmuştur. Kendinden tetiklemeli eviricili indüksiyon ısıtıcı, uygulama alanı olarak absorbsiyonlu soğutucu için tasarlanmıştır. Sistemin hesaplama, simülasyon ve uygulama sonuçları ile ısıtma-soğutma sıcaklık eğrileri sunulmuştur. İndüksiyon ısıtıcılı sistem ile rezistans ısıtıcılı absorbsiyonlu soğutma sistemi sıcaklık eğrileri karşılaştırılmıştır.

5 v Tasarlanan ısıtma sisteminin entegreli sürücü devrelere kıyasla basit ve düşük maliyetli olması, eviricinin yük değişimini izlemesi; ölü zaman devresi, entegreli denetim sistemi, akım gerilim algılayıcı elektronik devre, sürücü besleme devresi veya yalıtım devresi gerektirmemesi gibi üstünlükleri bulunmaktadır. Bilim Kodu : Anahtar Kelimeler : Kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcı, indüksiyon ısıtma, akım transformatörü, seri rezonans evirici Sayfa Adedi : 113 Tez Yöneticisi : Prof. Dr. Güngör BAL

6 vi IMPLEMENTATION AND ANALYSIS OF SERIES RESONANT INVERTER FOR SELF OSCILLATING INDUCTION HEATER WITH CURRENT FEEDBACK DRIVING CIRCUIT (Ph.D. Thesis) Selim ÖNCÜ GAZİ UNIVERSITY INSTITUTE OF SCIENCE AND TECHNOLOGY April 2011 ABSTRACT In this dissertation study, an application of self-oscillating control technique was carried out on an induction heater with a half-bridge series resonant inverter. The self-oscillating control circuit was designed by using analysis results of the half bridge series resonant circuit. Control of power switches is provided by designed current transformer and changes in the load of the heater can be observed. In power circuit two MOSFETs were used as a power switch. The effects of parameters of circuit components on the driving voltage and frequency were investigated. For this purpose, the effects of the magnetizing inductance and the secondary current of the current transformer used in the driving circuit on the driving voltage were presented by using a parametric simulation circuit. A self-oscillating induction heater was designed for absorption cooler as an application. The calculation, simulation and application results of the system and the heating-cooling temperature curves were presented. The temperature curves of the induction heating system were compared with the curves of the resistance heating absorption cooling system.

7 vii The designed heating system has important superiorities on IC controlled driver circuit such as it is simple and cheap; the inverter follows changes in the load; it does not require a dead time circuit, a control circuit with an integrated circuit, an electronic circuit to detect current and voltage, a power supply for driver or an isolation circuit. Science Code : Key Words : Self oscillating induction heater, induction heating, current transformer, series resonant inverter Page Number : 113 Adviser : Prof. Dr. Güngör BAL

8 viii TEŞEKKÜR Doktora çalışmalarım süresince kıymetli yardım ve katkıları ile beni yönlendiren ve yardımcı olan danışman hocam sayın Prof. Dr. Güngör BAL a çok teşekkür ederim. Yapılan araştırmaları destekleyen Gazi Üniversitesi Rektörlüğü Bilimsel Araştırma Projeleri Birimi ne teşekkür ederim. Araştırma ve çalışmalarımda bilgi ve tecrübelerinden faydalandığım Prof. Dr. İlhami ÇOLAK a, Doç. Dr. Ayhan ERDEM e, Elektrik Eğitimi öğretim elemanlarına, Yrd. Doç. Dr. Selim BÖREKCİ ye, Yrd. Doç. Dr. Engin ÖZBAŞ a; katkı ve yardımlarından ötürü Karabük Üniversitesi yöneticilerine ve tüm mesai arkadaşlarıma teşekkürü bir borç bilirim. Tüm akademik çalışmalarım boyunca maddi manevi desteklerini esirgemeyen eşime ve aileme teşekkür ederim.

9 ix İÇİNDEKİLER Sayfa ÖZET... iv ABSTRACT... vi TEŞEKKÜR... viii İÇİNDEKİLER... ix ÇİZELGELERİN LİSTESİ... xii ŞEKİLLERİN LİSTESİ... xiii RESİMLERİN LİSTESİ... xvi SİMGE VE KISALTMALAR... xvii 1. GİRİŞ İNDÜKSİYON ISITMA SİSTEMLERİ İndüksiyon Isıtmanın Gelişimi İndüksiyon ile Isıtma Tekniğinin Avantajları İndüksiyon Isıtma Sisteminin Yapısı İndüksiyon ısıtmada transformatör modeli İndüksiyon ısıtma çalışma prensibi İndüksiyon ısıtma eşdeğer devresi İndüksiyon Isıtmada Kullanılan Temel Kavramlar Elektriksel özdirenç Deri etkisi ve dalma derinliği Kalite faktörü Bağıl manyetik geçirgenlik ve manyetik bağ İndüksiyon Isıtma Uygulama Alanları Mutfak tipi indüksiyon ısıtma İndüksiyon ile akışkanların ısıtılması... 22

10 x Sayfa 2.6. Güç Dönüştürücü Sistemleri Rezonans güç dönüştürücüler Rezonans anahtarlar İndüksiyon ısıtıcı güç dönüştürücüleri Tez Çalışmasında Kullanılacak Evirici Devre ve Isıtma Uygulama Alanı GERİLİM KAYNAKLI YARIM KÖPRÜ SERİ REZONANS EVİRİCİ Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Devre Teorik Dalga Şekilleri Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Devre Analizi Seri Rezonans Devresi Giriş Empedansı Seri Rezonans Devresi Gerilim Kazancı Evirici Devre Gücü ve Verimi KENDİNDEN TETİKLEMELİ İNDÜKSİYON ISITICI TASARIMI Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Tasarımı Akım Transformatörünün Yapısı Akım transformatörü modeli Kritik mıknatıslama endüktansı Kritik sekonder akımı Akım transformatörü parametreleri Akım Transformatörü Simülasyon ve Uygulaması Doğrusal model Mıknatıslama akımının tetikleme gerilimine etkisi Sekonder akımının tetikleme gerilimine etkisi MOSFET kapasitansının tetikleme gerilimine etkisi... 64

11 xi Sayfa 4.4. Yarım Köprü Eviricili Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Anahtarlama Kayıplarının Azaltılması İNDÜKSİYON ISITICILI ABSORBSİYONLU SOĞUTUCU SİMÜLASYON VE UYGULAMA SONUÇLARI Absorbsiyonlu Soğutma Absorbsiyonlu Soğutma Sisteminin Yapısı Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcılı Absorbsiyonlu Soğutma Sistemi Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Devresi Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Simülasyon Devresi Hesaplama, Simülasyon ve Uygulama Sonuçları Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcıda Anahtarlama Kayıplarının Azaltılması Sıcaklık Eğrileri SONUÇ VE ÖNERİLER KAYNAKLAR EKLER EK-1. Bazı Malzemelerin Özdirenç Değerleri EK-2. 40, 45 ve 50 Sarım Akım Transformatörleri ve Ölçüm Direnci EK-3. MOSFET Sürücü Devresi ve Sürücü Besleme Devresi ÖZGEÇMİŞ

12 xii ÇİZELGELERİN LİSTESİ Çizelge Sayfa Çizelge 4.1. Philips TN23/14/7 Halka Nüve Özellikleri Çizelge 4.2. Akım Transformatörü Parametreleri Çizelge 4.3. Akım Transformatörü Ölçülen Parametreleri Çizelge 4.4.I mtepe Hesaplama ve Simülasyon Sonuçları Çizelge 5.1. Hesaplama, Simülasyon ve Uygulama Sonuçları... 91

13 xiii ŞEKİLLERİN LİSTESİ Şekil Sayfa Şekil 2.1. İndüksiyon Isıtma Sistemi Şekil 2.2. a) Bir Fazlı Transformatör b) Bir Sarımlık Sekonder Sargısı Kısa Devre Edilmiş Transformatör Şekil 2.3. İndüksiyon Isıtma Blok Diyagramı Şekil 2.4. İndüksiyon Isıtmada Bobin ve İş Parçasının Kesit Görünümü ve Akım Yönleri Şekil 2.5. Çeşitli İndüksiyon Bobinleri Şekil 2.6. Yüklü İndüksiyon Bobininin Elektriksel Eşdeğer Devresi Şekil 2.7. Yüklü İndüksiyon Bobini Eşdeğer Seri RL Devresi Şekil 2.8. Deri Etkisi ve Dalma Derinliği Şekil 2.9. Manyetik Etkileşimli Bobinler Şekil Mutfak Tipi İndüksiyon Isıtma Şekil İndüksiyon ile Akışkanların Isıtılması Şekil a) Akım Beslemeli Rezonans Evirici b) Dalga Şekilleri Şekil a) Gerilim Modlu Rezonans Anahtar b) Akım Modlu Rezonans Anahtar Şekil 3.1. Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Şekil 3.2. Seri Rezonans Evirici Eşdeğer Devresi Şekil 3.3. Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Çalışma Durumları Şekil 3.4. Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Teorik Dalga Şekilleri (f s > f r ) Şekil 3.5. Seri Rezonans Alternatif Akım Eşdeğer Devresi Şekil 3.6. Normalize Edilmiş Açısal Hız ve Dirence Bağlı Olarak a) Giriş Empedansının Değişimi b) Faz Açısının Değişimi Şekil 3.7. Farklı Q Değerleri için Gerilim Kazancı... 42

14 xiv Şekil Sayfa Şekil 4.1. Akım Transformatörün a) Yapısı b) Elektriksel eşdeğeri Şekil 4.2. Akım Transformatörünün Modeli Şekil 4.3. Şekil 4.4. Akım Transformatörünün Sekondere Yansıtılmış Eşdeğer Devresi (doğrusal modeli) Doğrusal Akım Transformatörü Modeline Göre Teorik Dalga Şekilleri Şekil 4.5. Akım Transformatörü Simülasyon Devresi (n = 50) Şekil 4.6. Akım Transformatörü Simülasyon Sonuçları (n = 50) Şekil 4.7. Primer Akımı ve Tetikleme Gerilimi Uygulama Sonuçları Şekil 4.8. Primer, Zener Diyot ve Mıknatıslama Akımı Simülasyon Sonuçları Şekil 4.9. Primer ve Zener Diyot Akımı Uygulama Sonuçları Şekil Akım Transformatörü Doğrusal Modeli Parametrik Simülasyon Devresi Şekil Mıknatıslama Akımının Tetikleme Gerilimine Etkisi Şekil Farklı Sekonder Akımları için Simülasyon Devresi Şekil Farklı Sekonder Akımları için Simülasyon Sonuçları Şekil Farklı Sekonder Akımları için Uygulama Sonuçları Şekil MOSFET Tetikleme Eşdeğer Devresi Şekil MOSFET Kapasitansının Tetikleme Gerilimine Etkisi Şekil Tetikleme Devresi Teorik Dalga Şekilleri Şekil Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Şekil L x Bobini ile Tetikleme Eşdeğer Devresi Şekil 5.1. Absorbsiyonlu Soğutma Sisteminin Yapısı Şekil 5.2. Yüklü İndüksiyon Bobininin Gerilim Kazancı Şekil 5.3. Kendinden Tetiklemeli Evirici Simülasyon Devresi... 77

15 xv Şekil Sayfa Şekil 5.4. Tetikleme Gerilimi ve Yük Akımı Şekil 5.5. Tetikleme Gerilimi ve Yük Akımı Şekil 5.6. MOSFET Akımı (i D ) ve Gerilimi (v DS ) Şekil 5.7. Görev Oranına Göre Devre Akımı (f s < f r ) Şekil 5.8. MOSFET in Yalıtımdan İletime Geçiş Anı Şekil 5.9. L x Bobini ile Kendinden Tetiklemeli Evirici Simülasyon Devresi Şekil L x Bobinli Eviricide Tetikleme Gerilimi ve Yük Akımı Şekil Şekil 5.10 un Büyütülmüş Hali Şekil L x Bobinli Eviricide MOSFET Akımı (i D ) ve Gerilimi (v DS ) Şekil Görev Oranına Göre Devre Akımı (f s > f r ) Şekil L x Bobinli Eviricide MOSFET in Yalıtımdan İletime Geçiş Anı Şekil Kendinden Tetiklemeli Eviricide Anahtarlama Kayıpları Şekil Kendinden Tetiklemeli Evirici Giriş Gücü Şekil Absorbsiyonlu Soğutma Sistemi Sıcaklık Eğrileri Şekil Isıtma İşlemi Başlangıcındaki Tetikleme Gerilimi ve Yük Akımı Şekil MOSFET Tetikleme Gerilimleri... 94

16 xvi RESİMLERİN LİSTESİ Resim Sayfa Resim 5.1. İndüksiyon Bobini ve Yük Resim 5.2. İndüksiyon Isıtıcılı Absorbsiyonlu Soğutucu... 75

17 xvii SİMGE VE KISALTMALAR Bu çalışmada kullanılmış bazı simgeler ve kısaltmalar, açıklamaları ile birlikte aşağıda sunulmuştur. Simgeler Açıklama a Kesit, m 2 A L C f1, C f2 C C g D 1, D 2 D z D f f s f r i Le I Le I m i m (t) I mtepe I s I skr I stepe I p Endüktans faktörü, H Filtre kondansatörü, F Rezonans kondansatörü, F MOSFET kapı devresi kondansatörü, F Diyot Zener diyot Anahtar görev oranı Frekans, Hz Anahtarlama frekansı, Hz Rezonans frekansı, Hz İndüksiyon bobini akımı, A İndüksiyon bobini akımı etkin değeri, A İndüksiyon bobini akımı tepe değeri, A Mıknatıslama bobini akımı, A Mıknatıslama akımı tepe değeri, A Akım transformatörü sekonder akımı, A Akım transformatörü kritik sekonder akımı, A Akım transformatörü sekonder akımı tepe değeri, A Akım transformatörü primer akımı, A I g I z R 1 MOSFET kapı akımı, A Zener diyot akımı, A Bobin direnci, Ω

18 xviii Simgeler Açıklama R e R n R yük k l L e L 1 L 2 L l L m L mkr L p L s L x M M 1, M 2 n n p n s1, n s2 P in P o t d T s v AB (t) v c (t) v o (t) V V th V m Bobin ve yükün eşdeğer direnci, Ω Normalize edilmiş bobin direnci Yük direnci, Ω Manyetik etkileşim katsayısı Boy, m Bobin ve yükün eşdeğer endüktansı, H Bobin endüktansı, H Yük endüktansı, H Akım transformatörü sekonder kaçak akı endüktansı, H Akım transformatörü mıknatıslama endüktansı, H Kritik mıknatıslama endüktans değeri, H Akım transformatörü primer endüktansı, H Akım transformatörü sekonder endüktansı, H Tetikleme devresi ayar endüktansı, H Ortak endüktans, H MOSFET güç anahtarları Sarım sayısı Akım transformatörü primer sarım sayısı Akım transformatörü sekonder sarım sayıları Giriş gücü, W Çıkış gücü, W Faz farkı süresi, s Anahtarlama periyodu, s Rezonans devresi giriş gerilimi, V Rezonans kondansatörü gerilimi, V Rezonans devresi çıkış gerilimi, V Doğru gerilim kaynağı, V MOSFET eşik gerilimi, V Gerilimin temel bileşeni tepe değeri, V

19 xix Simgeler Açıklama V z Z 0 Z IN Q ω ω r ω n ω s σ ρ δ μ μ o μ r l 12 Φ η Zener diyot gerilimi, V Karakteristik empedans Giriş empedansı, Ω Kalite faktörü Açısal hız, rad/s Rezonans açısal hızı, rad/s Normalize edilmiş açısal hız Anahtarlama açısal hızı, rad/s Elektriksel iletkenlik, Ωm Elektriksel özdirenç, 1/Ωm Dalma derinliği, m Manyetik geçirgenlik Boşluğun manyetik geçirgenliği Bağıl manyetik geçirgenlik Kaçak manyetik akı Ortak manyetik akı Faz açısı Verim Kısaltmalar Açıklama AA APDM BJT DA EMI MOSFET PDM Alternatif akım Asimetrik darbe yoğunluk modülasyonu İki kutup jonksiyonlu transistör Doğru akım Elektromanyetik parazit Metal oksit yarıiletken alan etkili transistör Darbe yoğunluk modülasyonu

20 xx Kısaltmalar Açıklama PID PWM PLL TR ZCS ZVS Oransal, integral, türevsel denetim birimi Darbe genişlik modülasyonu Faz kilitlemeli döngü Transformatör Sıfır akım anahtarlama Sıfır gerilim anahtarlama

21 1 1. GİRİŞ Yarı iletken anahtarlar ve denetim elemanlarındaki gelişmeler, yüksek güç ve frekanslı güç kaynakları üzerine yapılan çalışmalara hız kazandırmıştır. Devre elemanı ve tasarım yenilikleri, güç elektroniği içeren ürün ve makinelerin yaygın şekilde kullanılmasını sağlamıştır. Günümüzde güç elektroniği uygulamaları elektrik motorlarının hız denetimi, ulaşım sistemleri, bilgisayarlar, kesintisiz güç kaynakları, elektrikli ev aletleri, aydınlatma sistemleri, ısıtma-soğutma sistemleri, yenilenebilir enerji uygulamaları, haberleşme gibi endüstriyel veya ticari amaçlı birçok alanda yaygın olarak kullanılmaktadır. Anahtarlamalı tip güç kaynakları ile yüksek güç yoğunluğu ve yüksek verim elde edilebilmektedir. Hem tüketicilerin hem de endüstri kuruluşlarının yaygın şekilde kullanmakta olduğu güç dönüştürücü sistemler içeren uygulamalardan bir tanesi de Elektromanyetik İndüksiyon Yoluyla Isıtma, kısaca İndüksiyon Isıtma dır. İndüksiyon ısıtma metallerin ısıtılması, eritilmesi, kaynak ve lehim yapılması veya sertleştirilmesi gibi birçok alanda kullanılabilmektedir. İndüksiyon ile ısıtma tekniği sadece metallerin ısıtılmasında kullanılmamaktadır. Metallerin ısıl işlemlerinin yanı sıra gıda endüstrisi, kimyasal maddelerin, sıvıların/gazların özellikle de yanıcı-patlayıcı sıvıların ya da gazların ısıtılması, çeşitli plastik ısıtma uygulamaları gibi metal olmayan malzemelerin ısıtılacağı alanlara da uygulanabilmektedir. İndüksiyon ısıtma yönteminin endüstriyel üretime yönelik uygulamalarıyla birlikte evlerde, işyerlerinde, taşıtlarda vb. alanlarda kullanılıyor olması, bu sistemler üzerine yapılan araştırma ve ürün geliştirme çalışmalarının artmasına sebep olmuştur. İndüksiyon ısıtma ile ilgili yapılan çalışmalara katkı sağlayan bir diğer gelişme de yarı iletken devre elemanlarının özelliklerinin artması ve maliyetlerinin azalmasıdır. Bu durum indüksiyon ısıtıcıların günlük hayatta kullanımını arttırmıştır. İndüksiyon

22 2 ısıtmanın 1970 li yılların ortalarına doğru mutfak tipi indüksiyon ısıtıcılara uygulanmasının ardından bu konu üzerine yapılan araştırmalar yoğunlaşmıştır [Jung, 1999]. Benzer şekilde indüksiyon ısıtma yöntemi ile farklı ısıtma uygulamalarının gerçekleştirilmesi mümkündür. İndüksiyon ile ısıtılan metallerden ısı transferi ile sıvıların, gazların ısıtılması [Kenada ve ark., 1999; Nishida ve ark., 2003] veya araçların egzoz emisyonlarının düşürülmesine [Kubota, 1998; Kubota ve ark., 2006] yönelik birçok çalışma bulunmaktadır. Güç dönüştürücü ve manyetik devre kayıpları azaltılarak, alışılagelmiş gazlı veya elektrikli ısıtıcılara kıyasla hızlı, temiz ve yüksek verimli ısıtma gerçekleştirilmektedir. Hangi tip malzeme veya ısıtma çeşidi olursa olsun, bu konu ile ilgili yapılan akademik araştırmalar üç temel başlıkta toplanabilir. Bunlar indüksiyon ısıtıcının; besleme ve/veya güç devresi, denetim sistemi, manyetik devresi, üzerine yapılan araştırmalar olarak sınıflandırılabilir. Türkiye de indüksiyon ısıtma konusu ile ilgili, indüksiyon ile ısıtma [Balbozan, 1984], mutfak tipi indüksiyon ısıtıcı [Çetin, 2005; Öncü, 2005], indüksiyon ısıtmanın simülasyonu [Balçık, 1995], indüksiyon ısıtmada rezonans frekansının izlenmesi [Başkurt, 1997], indüksiyon ısıtma için mikroişlemci tabanlı fuzzy denetim devresi tasarımı [Karabudak, 1995], hibrit kaynaktan beslenebilen indüksiyon ısıtma uygulaması [Yıldız, 2005], indüksiyon ısıtma için bobin tasarımı [El-fallah, 1988], indüksiyon ısıtmada maksimum güç transferi için evirici devre tasarımı [Atavi, 1991] gibi birçok akademik çalışma yapılmıştır. Bu çalışmalar farklı tip indüksiyon ısıtma uygulamalarını, bobin çeşitlerini ve denetim yöntemlerini içermektedir. Elektromanyetik indüksiyon ile ısıtma, manyetik veya manyetik olmayan her türlü metalin ısıtılması ya da eritilmesinin yapılabildiği elektrik enerjisi kaynaklı bir ısıtma tekniğidir. Bu yöntemin birçok farklı uygulaması olduğundan, sistemin çıkış gücü uygulama alanına göre birkaç watttan, megawattlar mertebesine kadar değişim

23 3 gösterebilir. İndüksiyon ısıtmanın gerçekleştirilebilmesi için çeşitli DA-AA güç dönüştürücü devreler, farklı şekillerdeki ısıtma bobinleri ve farklı denetim yöntemleri kullanılmaktadır. Isıtma sisteminin gücüne göre bir, iki veya dört anahtarlı eviriciler kullanılmaktadır [Saoudi ve ark., 2010]. Ticari indüksiyon ısıtıcılarda evirici denetimi genellikle kare dalga denetim veya asimetrik görev periyodu denetimi ile yapılır. Kare dalga denetimde çıkış gücünü değiştiren parametre çalışma frekansı, asimetrik görev periyodu denetiminde ise çıkış gücünü etkileyen değerler görev periyodu (D) ile çalışma frekansıdır [Millan ve ark., 2007a]. Yine benzer şekilde çıkış gücü süreksiz iletim durumu (DM) denetimi ile gerçekleştirilebilir [Millan ve ark., 2007b]. Bunlardan herhangi birinin gerçekleştirilebilmesi için bilgisayar destekli, mikroişlemcili/mikrodenetleyicili [Ahmad ve Omar, 2005] veya entegreli [Ho ve Lee, 1996] denetim sistemleri kullanılmaktadır. Çıkış gücü, sıcaklık, yarı iletken anahtarların akım ve gerilimleri, sıcaklıkları vb. algılanarak yumuşak anahtarlama, birim güç katsayısı ve güç denetimi gerçekleştirilir. Programlanabilir sistemler kullanılarak faz kaydırmalı denetim, görev zamanının değiştirilmesi [Nishida ve ark., 2003], PWM [Ho ve Lee, 1996; Kurose ve ark., 2003; Tanaka ve ark., 2000], PID veya fuzzy lojik denetim [Cheng, 2010; Wang, 2009] yöntemleri gerçekleştirilmektedir. Yük değişimine göre çıkış akımı ile gerilimini aynı fazda tutabilmek için faz kilitlemeli döngü (PLL) denetimi de kullanılan yöntemlerdendir [Chen ve ark., 2001; Kamli ve ark., 1996; Namadmalan ve ark., 2010; Polsripim ve ark., 2009]. Darbe yoğunluk modülasyonu (PDM) [Essadaoui ve ark., 2003; Fujita ve ark., 1993] ve asimetrik darbe yoğunluk modülasyonu (APDM) ile çıkış gücü denetlenebilmektedir [Wenxu ve ark., 2006]. Hangi çeşit denetim yöntemi kullanılırsa kullanılsın, kullanılan güç anahtarlarının denetimi için uygun sürücü devrelerine ihtiyaç duyulmaktadır. Yapılan uygulamalarda tercih edilen denetim yöntemi ile düşük maliyetli sıfır akım veya sıfır gerilim anahtarlama ya da yumuşak anahtarlama gerçekleştirilmeye çalışılmaktadır. Uygun anahtarlama şartları sağlanarak evirici devrenin verimi yükseltilebilir.

24 4 Güç elektroniği devrelerinde güç bloğunun entegreli denetimin yanında kendinden tetiklemeli sürme devreleri ile denetimi de gerçekleştirilebilmektedir. Kendinden tetiklemeli güç dönüştürücülerin kullanıldığı uygulama alanlarından birisi elektronik balast devreleridir [Brumatti ve ark., 2005; Hsieh ve Lin, 2011; Muraro ve ark., 2005; Seidel ve ark., 2003]. Bunun haricinde DA-DA güç dönüştürücüler ve eviriciler de kendinden tetiklemeli olarak tasarlanabilir [Harada ve Sakamoto, 1987; Sakamoto ve ark., 2003; Sakamoto ve ark., 2002]. İndüksiyon ısıtma sisteminin denetimi de kendinden tetiklemeli olarak sağlanabilmektedir. Daha önce kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcı uygulaması doyumlu tetikleme nüvesi kullanılarak gerçekleştirilmiştir [Higashi ve Sakamoto, 2006a, 2006b]. Bu sistem PWM anahtarlamalı yarım köprü devre topolojisi çalışma prensibine sahiptir. Rezonans anahtarlama yerine PWM anahtarlama yapılmıştır, yumuşak anahtarlama işlemi devrede kullanılan MOSFET in dahili kapasitansı ve ısıtma bobini endüktansı ile sağlanmıştır. Devrede rezonans kondansatörü kullanılmamaktadır ve rezonans güç dönüşümü gerçekleştirilmemektedir. Kendinden tetiklemeli evirici topolojisinin kullanıldığı bir başka çalışmada tam köprü evirici ile rezonans güç dönüşümünün gerçekleştirildiği indüksiyon ısıtıcı sunulmuştur [Francoeur ve ark., 1990]. Güç anahtarı olarak BJT kullanılan devrede her bir anahtar için ayrı olmak üzere toplamda dört tetikleme transformatörü kullanılmıştır. Evirici devrede dört güç anahtarı ve akım transformatörü kullanılması, sistemin maliyetini ve karmaşıklığını arttırmaktadır. Kendinden tetiklemeli güç dönüştürücüler ile ilgili yapılan çalışmalar daha çok elektronik balast evirici devreleri üzerine yoğunlaşmıştır. Bu tez çalışmasında kendinden tetiklemeli yarım köprü eviricili indüksiyon ısıtma sistemi üzerine araştırmalar yapılarak sistemin elektronik simülasyonu ve deneysel uygulaması gerçekleştirilmiştir. Çalışmada, alan etkili transistörler (MOSFET) ile oluşturulmuş yarım köprü seri rezonans evirici topolojisi kullanılmıştır. Geleneksel indüksiyon ısıtıcılardan farklı olarak programlanabilir veya paket entegre devre elemanı kullanılmadan ısıtma sağlanmıştır. Sistemde akım algılayıcı elektronik devre veya

25 5 kayıplı wattlı algılama direnci kullanılmamıştır. MOSFET güç anahtarları seri rezonans kolu üzerine yerleştirilen bir adet akım transformatörüne ait ters polariteli iki farklı sekonder sargı ile denetlenmiştir. Geniş denetim aralığı ihtiyacı duyulmayan ısıtma sistemleri için tasarlanan kendinden tetiklemeli evirici devrenin ucuz, sağlam ve basit yapılı olması gibi üstünlükleri bulunmaktadır. Bu çalışmada kendinden tetiklemeli eviricide yüksek frekanslı akım, PWM anahtarlama yerine rezonans anahtarlama ile gerçekleştirilmiştir. Anahtarların tetikleme geriliminin elde edilebilmesi için rezonans kolu üzerine yerleştirilmiş akım transformatörü ile rezonans akımından geri besleme alınmıştır. Diğer kendinden tetiklemeli DA-DA veya DA-AA güç dönüştürücü uygulamalarında olduğu gibi, yapılan bu tez çalışmasında da güç anahtarlarını denetlemek için gerekli güç, rezonans devresinden ya da yük akım/gerilim bilgilerinden sağlanmaktadır. Sürücü veya algılayıcı elektronik devre olmadığından, tetikleme devresi için besleme kaynağına ihtiyaç duyulmamaktadır. Yukarıda belirtilen özelliklere ilave olarak sistemin getirdiği diğer üstünlükler aşağıdaki gibi sıralanabilir: Sayısal denetim devresi kullanılmadan anahtarların yaklaşık %50 görev zamanı ile birbirinin tersleyeni olarak sürülmesi sağlanabilmektedir. Anahtarlama sinyalleri arasında ölü zaman oluşturulmakta, ölü zaman devresi gerekmemektedir. Yüksek potansiyelli noktaya bağlı yarı iletken anahtarın kapı devresinin yalıtımı, akım transformatörü ile sağlanmaktadır. Anahtarların denetimi için optik, sürücü entegreli veya transistörlü sürücü devreye gerek yoktur. Yukarıdaki üstünlükler sebebiyle sistem karmaşıklığı, maliyeti ve hacmi azalmaktadır. İndüksiyon ısıtıcıdaki yük değişimi akım transformatörü tarafından algılanarak çalışma frekansı değiştirilmektedir.

26 6 Rezonans güç dönüşümü gerçekleştirildiğinden devrede yumuşak anahtarlama koşulları sağlanabilmektedir. Tez çalışmasında kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcı sisteminin matematiksel analizi yapılarak simülasyon sonuçları, deneysel çalışma sonuçları ile karşılaştırılmıştır. Tasarım, simülasyon ve uygulaması gerçekleştirilen kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcıda MOSFET güç anahtarlarının kapı devresi kapasitesinin tetikleme gerilimine etkisi incelenmiştir. Yapılan çalışmada gerilim denetimli güç anahtarı için akım geri beslemeli sürücü devresi modeli oluşturulmuştur. Kendinden tetiklemeli akım algılayıcılı devrelerde önemli bir devre elamanı olan tetikleme (akım) transformatörünün doğrusal modeli elde edilmiştir. Akım transformatörünün hesaplama, simülasyon ve uygulama sonuçları karşılaştırılmıştır. Transformatör doğrusal modelinin parametrik simülasyonu yapılarak, mıknatıslama akımının tetikleme gerilimine etkisi incelenmiştir. Uygulaması gerçekleştirilen kendinden tetiklemeli denetim yöntemine sahip indüksiyon ısıtıcı, absorbsiyonlu soğutma sistemine uyarlanmıştır. Absorbsiyonlu soğutucuda daha önce rezistans kullanılarak yapılan ısıl kaynak, indüksiyon ısıtıcı ile sağlanmıştır. Tasarlanan 75W lık indüksiyon ısıtıcı ve 75W lık geleneksel rezistanslı ısıtıcıyla absorbsiyonlu soğutma sisteminde ayrı ayrı deneyler yapılmıştır. Alınan deneysel sonuçlar karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Tez çalışmasının 2. Bölümünde indüksiyon ile ısıtmanın temel prensibi açıklanarak, indüksiyon ısıtma ile ilgili elektriksel ve manyetik temel kavramlar verilmiştir. İndüksiyon ısıtmada kullanılan güç dönüştürücüleri ve indüksiyon ısıtıcıların uygulama alanlarından bazıları belirtilmiştir.

27 7 3. ve 4. Bölüm, indüksiyon ısıtma sistemi devre analizini ve kendinden tetikleme devresi tasarımını içermektedir. Sistemde kullanılan yarım köprü seri rezonans eviricinin matematiksel eşitlikleri verilmiştir. Bu kısımda kendinden tetikleme devre elemanlarından akım transformatörünün matematiksel modeli, bu modelin simülasyon ve uygulama sonuçlarıyla birlikte sunulmuştur. Kendinden tetiklemeli eviricili indüksiyon ısıtıcıya ait simülasyon ve uygulama sonuçları, absorbsiyonlu soğutma sisteminden alınan deneysel veriler 5. Bölümün içeriğini oluşturmaktadır. Son olarak 6. Bölümde tez çalışması ile ilgili yapılan araştırmaların sonuçları sunularak, bundan sonraki yapılabilecek akademik çalışmalar hakkında önerilerde bulunulmuştur.

28 8 2. İNDÜKSİYON ISITMA SİSTEMLERİ İndüksiyon ısıtma, değişken manyetik alan etkisindeki metal parçada oluşan nüve kayıplarının ısıtma amacına yönelik olarak kullanıldığı bir tekniktir. Alternatif akımda çalışan elektrik makinelerinde zamanla değişen manyetik alan içerisinde kalan nüvede bir enerji kaybının meydana geldiği ve nüvenin ısındığı bilinmektedir. İndüksiyon ısıtma bu ısının bir ısıtma yöntemi olarak kullanılması prensibine dayanır İndüksiyon Isıtmanın Gelişimi IEEE (Institute of Electrical and Electronics Engineers) standartlarına göre değişken elektromanyetik alan içerisinde bulunan iletken malzemenin dâhili kayıpları nedeniyle ısınması [Tudbury, 1974] olarak tanımlanan indüksiyon ısıtmanın temelleri, 1831 yılında Michael Faraday ın elektromanyetik indüksiyonu keşfi ile atılmıştır. Elektromanyetik indüksiyon prensibi elektrik motorları, jeneratörler, transformatörler, radyo haberleşme gibi birçok alanda kullanılmıştır [Xiao ve ark., 2010]. İndüksiyon ısıtma ile ilgili 1884 yılında nüve içerisindeki indüksiyon akımları üzerine makale yazılmıştır [Çetin, 2005; Heaviside, 1884] yılında çalışma frekansı 10kHz in üzerinde 60kW lık indüksiyon ısıtma fırını yapılmıştır. I. Dünya Savaşı sürecinde radyo vericileri, devreleri ve devre elemanları üzerine yapılan araştırmalar, indüksiyon ısıtma ile ilgili daha yüksek frekans ve güçlü uygulamalar gerçekleştirilebilmesinin önünü açmıştır [White, 1962]. İndüksiyon ısıtma ile ısıl işlemlerin gelişimini hızlandıran ve uygulama çeşitliliği kazandıran bir diğer süreç, otomotiv endüstrisinin gelişimi olmuştur. Bu gelişmeyi yarı iletken teknolojisindeki yenilikler de destekleyerek, indüksiyon ısıtma için daha küçük hacimli, daha yüksek verimli ve denetim aralığı geniş güç kaynaklarının üretimi sağlanmıştır. Güç kaynağı ile ilgili problemlerin azaltılması, indüksiyon ısıtmanın uygulama alanlarını arttırmıştır.

29 İndüksiyon ile Isıtma Tekniğinin Avantajları İndüksiyon ısıtmanın tüketicilere ve endüstri kuruluşlarına sağladığı en önemli avantajlarından birisi yüksek verimli ısıtmanın gerçekleştirilebilmesidir. Bunun sebebi ısının doğrudan ısıtılacak malzeme üzerinde yoğunlaştırılması ve bölgesel ısıtmanın gerçekleştirilebiliyor olmasıdır. Alışılagelmiş rezistanslı, katı, sıvı veya gaz yakıtlı ısıtma yöntemlerine göre diğer üstünlükleri aşağıdaki gibi sıralanabilir [Davies ve Simpson, 1979]: Isıtılacak parça üzerinde yanma ürünü oluşmaz. Çevreye yayılan ısı miktarı azdır. Hızlı ısıtma sağlanabilir. Endüstriyel otomatikleşmeye elverişlidir. Isıtma işlemine hızlı başlanabilir, enerji tasarrufu sağlar. Ürün değişimi kolaydır. Yanıcı ve patlayıcı madde kullanılmadığı için güvenilirdir. Yanma olmadan ısıtma gerçekleştirildiğinden daha az havalandırma teçhizatı gerektirir. Isıtılacak parça ile elektriksel temas sağlanmaz. Çevre kirliliği oluşturmaz. Denetimli ve bölgesel ısıtma gerçekleştirilebilir. Sonuç olarak hızlı, temiz, güvenilir, verimli olması, indüksiyon ısıtmanın öne çıkan üstünlükleridir. İster endüstriye yönelik büyük güçlü bir ısıtma sistemi olsun, isterse tüketicilerin kullanımına sunulan ticari amaçlı küçük güçlü bir uygulama, her iki durumda da indüksiyon ısıtma sisteminin yapısında ve temel çalışma prensibinde basit farklılıklar haricinde değişiklik yoktur İndüksiyon Isıtma Sisteminin Yapısı Bir metal parçasının indüksiyon ile ısıtılabilmesi veya herhangi bir ısıl işleme tabi tutulabilmesi için, ısıtılacak malzemenin şekline uygun sarılmış bir bobine ve bu

30 10 bobinden istenilen genlik ve frekansta akım geçirebilecek bir güç kaynağına ihtiyaç duyulmaktadır. Bu sebepten indüksiyon ısıtma sistemini oluşturan üç temel unsur; alternatif akım güç kaynağı, bobin ve ısıtılacak malzeme olarak sıralanabilir (Şekil 2.1). Alternatif akım güç kaynağı olarak genellikle DA-AA güç dönüştürücü (evirici) devreler kullanılır. Şekil 2.1. İndüksiyon Isıtma Sistemi Sistemde ısıtılacak olan metal malzemeye iş parçası veya yük parçası, iş parçasına göre tasarlanmış bobine de ısıtma bobini, iş bobini veya indüksiyon bobini denir. Üzerinden alternatif akım geçen indüksiyon bobini ile iş parçasının manyetik etkileşimi sonucunda ısıtma işlemi gerçekleştirilir. Bu özelliği sebebiyle ısıtma sistemi bir transformatör gibi modellenebilir İndüksiyon ısıtmada transformatör modeli Bir indüksiyon ısıtma sistemi basit olarak Şekil 2.2 de görülen transformatöre benzetilebilir. Bu modellemeye göre indüksiyon ısıtma bobini şekilde görülen

31 11 transformatörün primer sargısı, iş parçası ise transformatörün kısa devre edilmiş sekonder sargısı olarak düşünülebilir. İndüksiyon bobinden geçecek olan akımın frekansı ve şiddeti iş parçası akımını da etkilediğinden, ısıtma tipini ve süresini belirlemektedir. I 1 n 1 2 I 1 I 1 n 1 I 1 V n 1 n 2 Yük V n 1 (a) (b) Şekil 2.2. a) Bir Fazlı Transformatör b) Bir Sarımlık Sekonder Sargısı Kısa Devre Edilmiş Transformatör İş parçası üzerinden geçecek akımın değerini, parçanın empedansı ve indüksiyon bobininin sarım sayısı etkilemektedir İndüksiyon ısıtma çalışma prensibi Şebeke frekansında (50Hz) ısıtmanın yapıldığı uygulamalar haricinde farklı frekans ve genlikli akımların bobinden dolaştırılabilmesi için yarı iletken güç dönüştürücülü güç elektroniği devreleri kullanılmaktadır. Bu tip bir güç kaynağında önce şebeke gerilimi (alternatif gerilim) doğrultulur, elde edilen doğru gerilim bir veya üç fazlı evirici devre ile istenilen genlik ve frekansa dönüştürülür. Bu yüzden indüksiyon ısıtıcı güç kaynağı, bir çeşit frekans dönüştürücü olarak görev yapar. Şekil 2.3; güç kaynağı, bobin ve ısıtma parçasından oluşan indüksiyon ısıtıcı blok diyagramını göstermektedir.

32 12 ALTERNATİF GERİLİM GÜÇ KAYNAĞI DOĞRULTMA VE EVİRİCİ DEVRE İNDÜKSİYON BOBİNİ VE İŞ PARÇASI Şekil 2.3. İndüksiyon Isıtma Blok Diyagramı İndüksiyon bobininden alternatif akım geçirildiğinde, bobin etrafında akım ile aynı frekansta manyetik alan oluşur. Zamanla yönü ve şiddeti değişen bu manyetik alan içerisine yerleştirilen metal malzemede eddy akımları dolaşır. Metal parçada indüklenen eddy akımı, indüksiyon bobininden geçen akım ile aynı frekanslı fakat zıt yönlüdür. İş parçası içerisinde dolaşan akımların Joule etkisi (I 2 R) sebebiyle parça ısınır [Rudnev ve ark., 2003; Xiao ve ark., 2010]. Oluşan ısı miktarı eddy akımlarının şiddetine ve iş parçasının elektriksel direncine göre değişmektedir. İndüksiyon ile ısıtılacak malzeme demir, çelik gibi manyetik iletkenlerden olabileceği gibi, altın, bakır, alüminyum gibi manyetik olmayan iletkenlerden de olabilir. Manyetik iletkenlerin ısıtılmasında eddy akımlarının yanında histerezis kayıplarının da etkisi olacaktır [Arnosky, 2001; Grajales, 1995; Taut ve ark., 2010]. Şekil 2.3 de blok diyagramı olarak gösterilen ve güç kaynağı, bobin, iş parçasından oluşan indüksiyon ısıtıcının elemanları Şekil 2.4 de gösterilmiştir. Alternatif gerilim güç kaynağına bağlı çok sarımlı indüksiyon bobini tarafından çevrelenmiş silindirik iş parçasından oluşan indüksiyon ısıtma sistemi, Şekil 2.4 de indüksiyon bobini ile iş parçasının etkileşimi olarak görülmektedir. Daha önce belirtildiği üzere bobin ve iş parçası transformatör gibi modellenmektedir. Elektromanyetik indüksiyon yoluyla oluşan iş parçası akımının manyetik akısı, kendisini oluşturan manyetik akının değişimine karşı olur.

33 13 Bobin Akımı Yük Akımı Değişken Manyetik Alan İndüksiyon Bobini (primer) Silindirik İş Parçası (sekonder) Şekil 2.4. İndüksiyon Isıtmada Bobin ve İş Parçasının Kesit Görünümü ve Akım Yönleri Isıtılacak malzemenin şekli ve türü farklı olabileceğinden, ısıtma şekline göre farklı çalışma frekansları ve indüksiyon bobini şekilleri kullanılmaktadır. Aşağıdaki şekilde çeşitli ısıtma uygulamaları için sarılmış indüksiyon bobini örnekleri görülmektedir.

34 14 Bobin Manyetik Alan İş Parçası Yüzey Isıtma Dış Kenar Isıtma İç Kenar Isıtma Şekil 2.5. Çeşitli İndüksiyon Bobinleri İndüksiyon ısıtma eşdeğer devresi İndüksiyon bobini ve metal iş parçasından oluşan yüklü ısıtma bobininin elektriksel devresi, sekonder sargısı kısa devre edilmiş bir transformatördeki eşdeğer devreye benzer şekilde, seri RL devresi olarak modellenmektedir. Şekil 2.6, yüklü bir indüksiyon bobininin elektriksel eşdeğer devresini göstermektedir. a I 1 İş Parçası n 1 a R 1 I n 1 1 :1 I 2 =I 1 n 1 M İndüksiyon Bobini L 1 L 2 R yük b b Şekil 2.6. Yüklü İndüksiyon Bobininin Elektriksel Eşdeğer Devresi Şekil 2.7, transformatör modeli verilen indüksiyon ısıtıcının eşdeğer seri RL devresini göstermektedir.

35 15 R e L e a b Şekil 2.7. Yüklü İndüksiyon Bobini Eşdeğer Seri RL Devresi Devredeki eşdeğer L e ve R e değerleri sabit olmayıp, bobinin şekline, yük ile bobin arasındaki mesafeye, yükün boyutlarına, malzeme cinsine ve çalışma frekansına göre değişim gösterir [Kamli ve ark., 1996]. Eşdeğer devredeki R e direnci bobin sargı kayıpları ile yükte harcanan gücü, L e ise bobin ve yük parçasının endüktif etkisini temsil eder [Forest ve ark., 2000]. Yüklü bobinde eşdeğer direnç ve endüktans aşağıdaki eşitlikler ile hesaplanabilir [Kwon ve ark., 1999; Taut ve ark., 2010]: R e = R 1 + A 2 R yük ( 2.1 ) L e = L 1 A 2 L 2 ( 2.2 ) A = ωm 2 R yük + (ωl 2 ) 2 ( 2.3 ) ωl 2 R yük durumu için; A M L 2 ( 2.4 ) kabul edilebilir. Burada M ortak endüktansı, L 1 ve L 2 sırası ile birinci ve ikinci devre sargı endüktanslarını, R 1 ve R yük ise bobin direnci ile yük direncini temsil etmektedir (ω = 2πf).

36 İndüksiyon Isıtmada Kullanılan Temel Kavramlar İndüksiyon ısıtma, üç temel prensibi kapsamaktadır: elektromanyetik indüksiyon, deri etkisi ve ısı transferi [Pop ve Taut, 2010]. Isıtma uygulamasına göre bobin, ısıtılacak malzemenin cinsi ve şekli, çalışma frekansı, çıkış gücü, evirici devre vb. farklılık gösterse de, indüksiyon ısıtmada kullanılan temel kavramlar bütün uygulamalar için geçerli olmaktadır. İndüksiyon ısıtmada sıklıkla kullanılan bu temel kavramlar elektriksel özdirenç, elektriksel iletkenlik, deri etkisi, dalma (referans) derinliği, kalite faktörü, bağıl manyetik geçirgenlik ve manyetik bağdır Elektriksel özdirenç Bir malzemenin elektrik akımını iletebilme yeteneğine elektriksel iletkenlik (σ), tersine ise elektriksel özdirenç ( ρ) denir. Elektriksel özdirencin birimi Ωm (ohmmetre), elektriksel iletkenliğin birimi 1/Ωm (mho/metre) dir [Rudnev ve ark., 2003]. Metaller yalıtkan malzemelere göre daha az elektriksel direnç göstermektedirler. Her ne kadar metaller iletkenlik bakımından plastik, cam, mika gibi yalıtkan malzemelere kıyasla daha iletken olsalar da kendi aralarında elektrik akımını iyi veya kötü ileten iletkenler olarak sınıflandırılırlar. EK-1 de çeşitli metallerin iletkenlik değerleri verilmiştir [Rudnev ve ark., 2003]. Özdirenç ve malzemenin fiziksel büyüklüklerine bağlı olarak elektriksel direnç R (Ω) aşağıdaki eşitlikten hesaplanabilir. Burada l ve a sırasıyla akım taşıyan iletkenin boyu (m) ve kesitidir (m 2 ) [Rudnev ve ark., 2003]. R = ρl a ( 2.5 ) Elektriksel direnç, ısıtma dağılımını ve derinliğini, bobinin empedansını ve elektriksel verimini etkilediğinden dolayı indüksiyon ısıtma sistemleri için önemli bir

37 17 parametredir. İndüksiyon ısıtıcıda hem bobin hem de ısıtılacak malzemenin ayrı ayrı elektriksel direnci vardır. Bobin direncinin artması bakır kayıplarını arttırarak bobinin daha fazla ısınmasına ve sistem verimin düşmesine sebep olur. İş parçasının direncinin artması ise parça üzerinde oluşan ısı etkisini arttırır. Bu yüzden ısıtma sisteminde bobin direncinin düşük, iş parçası direncinin büyük olması istenir. Sonuçta iş parçası direncinin toplam dirence (bobin ve iş parçası dirençleri toplamı) oranı bobin verimini verir [Sazak, 1999; Tipsuwanporn ve ark., 2004] Deri etkisi ve dalma derinliği Yüksek frekanslı alternatif akımların ve manyetik akının iletkenin yüzeyinden yalnızca sınırlı bir derinliğe nüfuz etme eğilimi deri etkisi olarak tanımlanmaktadır [Wheeler, 1942]. Dairesel bir iletkenin merkezi, yüzeyine kıyasla daha çok manyetik akı çizgisi tarafından kuşatılarak daha yüksek endüktansa sahip olur. Akım, yüzeye yakın olan daha düşük reaktanslı bölgeden akar. Akım yoğunluğu dağılımı, iletken yüzeyinden merkezine doğru yarıçap boyunca üstel azalacak şekilde olur [Agrawal, 2001]. Frekansın etkisiyle akımın iletken içerisinde bu şekildeki dağılımı, iletkenin etkin direncini arttırmaktadır. İletkenden geçen akımın büyük bir oranının iletken yüzeyinden geçiyor olması ve akımın iletkenin dış yüzeyine yakın bölgede yoğunlaşması, bu olayın deri etkisi olarak isimlendirilmesine sebep olmuştur. Dalma derinliği (δ), bir diğer ifade ile ısıtma derinliği ya da referans derinliği ise deri etkisi sebebiyle oluşan kesit daralmasını ifade etmekte kullanılan bir terimdir. Frekans arttıkça deri etkisi sebebiyle yüzeyden merkeze doğru azalan akım yoğunluğunun, yüzeydeki değerinin %36,8 ine (1/e sine) düştüğü derinlik değeridir (e = 2,718) [Rudnev ve ark., 2003]. Bu değer indüksiyon ısıtma sistemlerinde kullanılan bobin iletkeni ve ısıtılacak malzeme için bir referans değeri olmaktadır. Şekil 2.8, deri etkisi sebebiyle akımın yüzeyden merkeze doğru üstel azalışını ve dalma derinliğini göstermektedir. Akımın yüzeydeki değerinin %36,8 ine düştüğü derinlik değeri ısıtma için referans değeridir. Deri etkisi sebebiyle akımın %63 ü, gücün yaklaşık %86 sı yüzey ile dalma derinliği arasındaki bölgede yoğunlaşır

38 18 [Rudnev ve ark., 2003]. Sonuç olarak elektrik akımı sebebiyle oluşan ısı enerjisinin büyük çoğunluğu bu bölgede açığa çıkar. Dalma derinliği değeri, indüksiyon ısıtma sistemlerinde bobin iletkeni kesitinin tespiti ve yüzeysel veya bölgesel ısıtmanın gerçekleştirilebilmesi için gerekli olan bir parametredir. Yüzey Merkez I Akım Yoğunluğu Ix0,368 İş Parçası δ Derinlik Şekil 2.8. Deri Etkisi ve Dalma Derinliği Dalma derinliğini frekansın yanı sıra malzemenin manyetik ve elektriksel özellikleri de etkilemektedir. Eş. 2.6 kullanılarak dalma derinliği hesaplanabilir [Agrawal, 2001; Ho ve Lee, 1996; Kwon ve ark., 1999; Rudnev ve ark., 2003; Tanaka, 1989]. δ = ρ πfµ = 503 ρ fµ r ( 2.6 ) Burada; δ : dalma (ısıtma) derinliği (m), f : frekans (Hz), µ : manyetik geçirgenlik, µ r : bağıl manyetik geçirgenlik, ρ : elektriksel özdirenç (Ωm) dir.

39 Kalite faktörü Dalma derinliği iş parçasının ve bobinin direncini dolayısıyla empedansını etkiler. Bu durum ısıtma sistemlerinde sıklıkla adı geçen kalite faktörü (Q) değerinin değişmesine sebep olmaktadır. Kalite faktörü direnç ile endüktansı, açısal hıza (ω) bağlı olarak ilişkilendirmekte kullanılan bir parametredir. Q = ωl R (2.7) Kalite faktörü uygulama ve manyetik etkileşime göre değişim göstermektedir. İndüksiyon ısıtma sistemlerinde kalite faktörü genellikle manyetik yükler için 3-10, manyetik olmayan yükler için arasında değer almaktadır [Grajales, 1995] Bağıl manyetik geçirgenlik ve manyetik bağ Bağıl manyetik geçirgenlik (μ r ), bir iletken malzemenin boşluğun geçirgenliğine oranla manyetik akıyı iletebilme yeteneği olarak adlandırılır ve birimsizdir [Rudnev ve ark., 2003]. Boşluğun geçirgenliği sabit bir değer olup (μ o = 4π10-7 ) birimi H/m dir. Boşluğun geçirgenliği ile bağıl manyetik geçirgenliğin çarpımı manyetik geçirgenlik (μ) olarak adlandırılır. Manyetik geçirgenlik, manyetik akı yoğunluğunun (B) manyetik alan şiddetine (H) bölümüdür. μ = B H = μ oμ r ( 2.8 ) İndüksiyon bobini ve iş parçası, bir transformatörün primer ve sekonder sargıları olarak modellendiğinden, bu iki parçanın birbiri ile olan manyetik etkileşimi sistem verimi açısından önemlidir. Sistemde iş parçası üzerinden dolaşan manyetik akı miktarının indüksiyon bobininin üretmiş olduğu toplam manyetik akıya oranı etkileşim katsayısını (k) vermektedir (Eş. 2.9). Etkileşim katsayısı kuplaj faktörü olarak da tanımlanmaktadır. Şekil 2.2 deki indüksiyon ısıtıcı modelinde sargılar arasındaki bağ, Şekil 2.9 da daha açık şekilde gösterilmiştir. Şekil 2.9, manyetik

40 20 olarak etkileşim halindeki iki bobinde kaçak (leakage) manyetik akıların ( l ) ve ortak manyetik akıların ( 12 ) dağılımını göstermektedir. I 1 Φ 12 n 1 n 2 V Φ l Şekil 2.9. Manyetik Etkileşimli Bobinler Birinci sargının üretmiş olduğu akının büyük bir kısmı ikinci sargıdan, kalanı ise hava boşluğundan devresini tamamlar. Bobinlerin yerleştiriliş durumu ve aralarındaki mesafeye göre etkileşim katsayısı 0 ile 1 arasında bir değer alır. Etkileşim katsayısı 1 değerine yaklaştıkça, bobinlerin kaçak akıları azalmakta ve dolayısıyla bobinlerin manyetik bağı artmaktadır. İdeal kuplajlı bobinlerin etkileşim katsayısı 1 dir. k = 12 l + 12 ( 2.9 ) İndüksiyon ısıtma sistemlerinde etkileşim katsayısı, ısıtma çeşidine ve yükün şekline uygun bobin tasarımı ile yükseltilmeye çalışılır. Bununla birlikte indüksiyon bobini ile iş parçası arasındaki hava boşluğunun küçük tutulması da etkileşim katsayısını olumlu yönde etkiler. Şekil 2.2 deki transformatör modelinde bobinler arası etkileşim sekonder sargıda indüklenen gerilimi etkilediği gibi, indüksiyon ısıtıcıda da ısıtma verimini doğrudan etkilemektedir. Ancak ısıtılan ürün ile bobin arasındaki mesafe azaltılırken, indüksiyon bobininin ısınma miktarı ve malzemenin kolay işlenebilir olması (malzemenin değiştirilmesi ihtiyacı olan ısıtıcılarda) ihtiyacı da göz önünde bulundurulmalıdır.

41 İndüksiyon Isıtma Uygulama Alanları Ferromanyetik olan veya olmayan tüm metallerin ısıtılması, tavlaması, eritilmesi, haddelenmesi, kaynak veya lehim yapılması, sertleştirilmesi gibi çok çeşitli alanlarda indüksiyon ısıtma tekniği kullanılmaktadır. Ancak indüksiyon ısıtma tekniğinin uygulama alanları yalnızca ısıtılacak malzemenin metal olduğu durumlar ile kısıtlı değildir. Isı transferinden yararlanılarak, gıda endüstrisinde gıdaların ısıtılması veya pişirilmesi, evlerde yemek kaplarının ısıtılarak yemek pişirilmesi [Beato ve ark., 2006; Koertzen ve ark., 1995; Leisten ve Hobson, 1990; Omori ve Nakaoka, 1989; Saoudi ve ark., 2010], sıcak su elde edilmesi [Guo ve ark., 1999; Sanajit ve Jangwanitlert, 2010], süper ısıtılmış buhar üretilmesi, gazların ısıtılması [Kenada ve ark., 1999], boya kurutması, yazıcı ve fotokopi makineleri, elektrik motorlarının imalatı [Arnosky, 2001; Caine, 2003; Chae ve ark., 2006] vb. birçok endüstriyel uygulamalarda ve tüketici kullanımına sunulan sistemlerde indüksiyon ısıtmadan istifade edilmektedir. Süt, ayran, motor yağı şişeleri gibi ürünlerin sızdırmaz ambalajlanması, boru bükme ve tavlama gibi uygulamalarda da indüksiyon ısıtmadan faydalanılabilir. Tüketici kullanımına sunulan yaygın indüksiyon ısıtıcılardan ikisi mutfak tipi indüksiyon ısıtma sistemleri ile indüksiyonlu akışkan ısıtıcılardır. Her iki yöntemin de geleneksel gazlı ve rezistanslı ısıtıcılara kıyasla yüksek verim ve güvenilirlik gibi üstünlükleri vardır. Aşağıda, farklı bobin şekline sahip ticari indüksiyon ısıtıcılarını açıklamak amacıyla mutfak tipi indüksiyon ısıtıcı ve indüksiyon ile akışkan ısıtma uygulamaları sunulmuştur. Tüketicilerin kullanımına sunulan indüksiyon ısıtıcıları genellikle endüstriyel uygulamalara kıyasla daha küçük güçlü olmaktadır Mutfak tipi indüksiyon ısıtma Mutfak tipi indüksiyon ısıtma, yüksek frekanslı manyetik alanın mutfaklarda kullanılan metal kaplar ile ilişkilendirilerek elektromanyetik indüksiyon ısıtmanın gerçekleştirilmesidir. Kullanılan indüksiyon bobininin yapısı mutfak kaplarının geometrik şekline uygun olması sebebiyle düzlemsel (yassı tabanlı, pancake) bobindir [Chatterjee ve Ramanarayanan, 1993]. Şekil 2.10 da görülen bu bobinin

42 22 üretmiş olduğu yüksek frekanslı manyetik alan, metal tencere veya tavaların tabanından devresini tamamlayarak indüksiyon ısıtma gerçekleştirilir. Bu tip ısıtıcıların çalışma frekansı kHz, gücü W arasında değişmektedir [Millan ve ark., 2010]. Metal Tencere Yalıtkan Malzeme İndüksiyon Bobini Yüksek Frekans Güç Kaynağı Şekil Mutfak Tipi İndüksiyon Isıtma Mutfaklarda bu tip bir ısıtma yönteminin kullanılmasının en büyük avantajı gazlı ve rezistanslı ısıtıcılara oranla daha yüksek verim elde edilebilmesidir. Aynı zamanda bobin ve yalıtkan malzeme ısıtılmadığı için daha güvenli ısıtma sağlanır. Kolay temizlenebilir ve hızlı ısıtmanın gerçekleştiriliyor olması sistemin diğer üstünlüklerindendir İndüksiyon ile akışkanların ısıtılması İndüksiyon ile sıvı veya gaz herhangi bir akışkanın ısıtılması da mümkündür. İndüksiyonlu bu çeşit ısıtma tekniğinde temel prensip, indüksiyon bobini tarafından çevrelenmiş ve geniş yüzey alanına sahip metal iş parçasının, yüksek frekanslı indüksiyon akımları ile ısıtılmasıdır. İndüksiyon bobini ve iş parçası arasında,

43 23 akışkanın içerisinden geçtiği ısıya dayanıklı yalıtkan malzeme bulunur. Şekil 2.11 de indüksiyon ile sıvı/gaz ısıtılması temel prensip şeması görülmektedir. Yüksek Sıcaklık Yalıtkan Boru İndüksiyon Bobini Düşük Sıcaklık Metal Plakalar Şekil İndüksiyon ile Akışkanların Isıtılması Isıtma bobini ile ısıtılacak sıvı veya gazın temas etmiyor olması, hızlı ve güvenli ısıtma olanağı sağlamaktadır. Aynı zamanda evirici devre ile ısıtıcı arasında elektriksel yalıtım gerekmemektedir [Guo ve ark., 1999]. Bu durum, özellikle yanıcı patlayıcı bir akışkanın ısıtılması veya elektrik kaçağının can güveliğine zarar verebileceği kullanım alanlarında üstünlük sağlar. Sistemde ısı transferi sağlayacak malzeme rulo şeklinde sarılı levha, boru tipi iletken çubuklar veya paralel plaka tipi paslanmaz çelik metaller olabilir. Hangisi kullanılırsa kullanılsın, burada amaç ısınan metalden mümkün olduğunca kolay şekilde ısının ısıtılacak ürüne transfer edilebilmesini kolaylaştırmaktır. Bu sebepten

44 24 ısı değiştirici malzeme homojen ısı dağılımı sağlamalı, geniş yüzey alanına, büyük elektriksel dirence ve yüksek ısı değiştirme verimine sahip olmalıdır [Kurose ve ark., 2003]. İş parçasının ısı transferini arttırmak için kullanılan yöntemlerden birisi ince, folyo şeklinde metal plakalar kullanmaktır; aynı amaç için bazen de dalgalı ve delikli iş parçaları ile doğal dolaşım sağlanılır [Tanaka ve ark., 2000]. Bu tip ısıtma uygulamalarında indüksiyon bobini ve ısıtılacak iş parçası geometrisi değişmediği ve hareket etmediği için manyetik etkileşim de yüksek olmaktadır. Aynı zamanda ısıtma sisteminin veriminin arttırılabilmesi amacıyla güç anahtarları ve bobinde oluşan ısı kaybı ısıtılacak akışkana aktarılabilir Güç Dönüştürücü Sistemleri Yüksek frekanslı güç dönüştürücülü sistemlerin ev, otomobil, haberleşme, sanayi vb. alanlarda yaygın kullanılıyor olması, güç elektroniğinin kullanıldığı cihazlarda küçük hacim, sessiz çalışma, yüksek verim, düşük maliyet, basit tasarım gibi ihtiyaçları da beraberinde getirmiştir. Bu tip sistemlerin önemli kısımlarından birisi güç dönüştürücü devre, diğeri denetim devresidir. İndüksiyon ısıtıcılarda istenilen frekansta çalışma akımının elde edilebilmesi için evirici devreler kullanılır. Çalışma frekansı yükseldikçe anahtarlama kayıpları artmaktadır. Anahtarlama kayıpları, güç anahtarlarının iletim veya yalıtıma geçiş sürelerinin kısaltılmasıyla azaltılabilir. Bunun için daha hızlı anahtarlar kullanılması gerekir. Kayıpların azaltılmasının bir diğer yolu, iletim veya yalıtım anında ya da hemen öncesinde, anahtar akımından veya geriliminden herhangi birinin sıfır yapılmasıdır [Jain, 2000]. Bu yönteme yumuşak anahtarlama denilmektedir [Hart, 1997]. Yüksek çalışma frekansı etkisiyle oluşan anahtarlama kayıpları, elektromanyetik parazitler ve sert anahtarlama koşulları, rezonans güç dönüştürücü devreler ile ortadan kaldırılarak yumuşak anahtarlama gerçekleştirilebilir.

45 Rezonans güç dönüştürücüler Geleneksel PWM güç dönüştürücülerde yarı iletken anahtarlar, anahtarlama modunda çalıştırılmaktadır. Güç anahtarları yük akımını iletim ve yalıtım anlarında kayıplı anahtarlama koşulları altında taşımak veya kesmek zorunda kalır. Sert anahtarlama koşulu olarak adlandırılan bu durum, güç anahtarında yüksek strese sebep olmaktadır. İletim ve yalıtım işlemi süresince güç anahtarı eş zamanlı olarak hem akım hem de gerilime maruz kalmakta, sonuçta yüksek anahtarlama kayıpları ve akım/gerilim sıçramaları oluşmaktadır. Anahtarlama kayıpları güç elektroniği uygulamalarında çalışma frekansını sınırlandırmaktadır. Bahsi geçen probleme çözüm üretebilmek için rezonans güç dönüştürücüler üzerine birçok araştırma yapılmış, bu çalışmalar günümüze kadar sürmüştür. Temel prensip, güç dönüştürücü devre içerisine rezonans tank devresi yerleştirerek salınımlı akım veya gerilim dalga şekli üretmek ve uygun anahtarlama koşullarını gerçekleştirmektir. Yarı iletken anahtarlardan oluşmuş güç dönüştürücü devreye bobin (L) ve kondansatör (C) elemanlarının eklenmesiyle rezonans güç dönüştürücü elde edilir. Şekil 2.12 de, rezonans güç dönüştürücülere bir örnek olarak akım beslemeli push pull rezonans evirici devre ve bu devrenin teorik dalga şekilleri verilmiştir [Börekci ve Öncü, 2009].

46 26 I S1 S1 0 π 2π ωt TR I S2 n1 0 π 2π ωt C Lf n3 Yük V S1 0 π 2π ωt V n2 V S2 0 π 2π ωt S2 V yük 0 π 2π ωt (a) (b) Şekil a) Akım Beslemeli Rezonans Evirici b) Dalga Şekilleri Eviricide TR transformatörünün mıknatıslama endüktansı (L) ile C kondansatörü paralel rezonans devesini oluşturur. Teorik dalga şekillerinde görülen sinüssel anahtar ve yük gerilimleri, paralel rezonans devresi ile elde edilmiştir. Tank devresinin rezonans açısal hızına (ω r ) bağlı olarak salınımlı dalga şeklinin frekansı değişmektedir. Rezonans açısal hızı, L ve C değerleri kullanılarak Eş ile hesaplanabilir. Rezonans güç dönüştürücüler ile anahtarlama kayıpları azaltılarak megahertzler düzeyinde çalışma frekansı, yüksek güç yoğunluğu ve küçük hacim elde edilebilmektedir. ω r = 1 LC ( 2.10 ) Rezonans güç dönüştürücülerin sıklıkla kullanıldığı uygulama alanlarından ikisi yüksek frekans DA-DA güç kaynakları ve indüksiyon ısıtma sistemleridir [Kassakian ve ark., 1991]. Anahtarlama sonucunda ortaya çıkan kare dalga akım veya gerilim dalga şeklindeki istenmeyen harmonikler rezonans güç dönüştürücü ile

47 27 süzülebilmektedir. Bunun gerçekleştirilebilmesi için LC elemanlarında oluşan rezonans devresi, yarı iletken anahtara veya yük devresine yerleştirilir. Eğer LC devresi, anahtara eklenmişse bu tip dönüştürücüler rezonans anahtarlamalı güç dönüştürücüler, LC devresi yük devresine ilave edilmişse rezonans yüklemeli güç dönüştürücüler olarak adlandırılır. Rezonans yüklemeli güç dönüştürücüler, doğru gerilimi rezonanslı alternatif gerilime çevirir Rezonans anahtarlar Güç anahtarına LC devre elemanlarının eklenmesiye rezonans anahtar oluşturulur. Devrede bulunan rezonans elemanları ile salınımlı yük akımı ve gerilimi dalga şekli elde edildiğinden, akım veya gerilimin sıfıra gittiği anlarda anahtarlama yapılarak sıfır akım veya sıfır gerilim anahtarlama gerçekleştirilebilir. Sıfır akım anahtarlamada (ZCS) salınımlı akımın sıfıra ulaştığı anlarda anahtar iletime/yalıtıma geçirilir. Aynı durum sıfır gerilim anahtarlamada (ZVS) salınımlı anahtar gerilimi için geçerlidir. Devre doğal karakteristiği sebebiyle yüksek frekanslarda sinüs dalga şeklinde çıkış verir. Bu durumda devrede güç anahtarı olarak tristör kullanılırsa anahtar kendiliğinden yalıtıma gider [Rashid, 1993]. Yarı iletken anahtara LC elemanlarının bağlanması ile elde edilmiş sıfır akım ve sıfır gerilim anahtar şekillerine birer örnek Şekil 2.13 de verilmiştir [Hart, 1997; Liu ve Lee, 1990]. S L S L C C (a) (b) Şekil a) Gerilim Modlu Rezonans Anahtar b) Akım Modlu Rezonans Anahtar İndüksiyon ısıtıcı güç dönüştürücüleri İndüksiyon ısıtıcıda sistem verimini, boyut ve denetlenebilirliğini, yüksek frekans DA-AA güç dönüştürücü devre etkilemektedir. Isıtma sistemi için yüksek frekanslı güç dönüşümünün gerçekleştirilebilmesi için genellikle akım veya gerilim kaynaklı

48 28 [Namadmalan ve ark., 2010], yarım/tam köprü veya tek anahtarlı rezonans evirici devreler kullanılır [Llorente ve ark., 2002; Saoudi ve ark., 2010]. İndüksiyon ısıtmada yaygın kullanılan güç devrelerinden tek anahtarlı eviriciler, genellikle küçük güçlü sistemlerde tercih edilir. Bir adet güç anahtarı ile yüksek frekanslı alternatif akım elde edilebildiğinden, basit yapılı ve küçük ebatlıdır [Sazak ve ark., 2007]. Ancak devrede yüksek akım taşıyabilen veya gerilimi bloke edebilen yarı iletken anahtarlara ihtiyaç duyulur. Bu durum anahtar maliyetini arttırır [Saoudi ve ark., 2010]. Yine sıklıkla kullanılan güç dönüştürücülerden yarım köprü veya tam köprü eviricilerin geniş denetim aralığı, yüksek çıkış gücü, farklı denetim yöntemlerinin uygulanabilirliği gibi üstünlükleri vardır. Yarım/tam köprü güç dönüştürücülü sistemlerin tek anahtarlılara göre yüksek maliyet, karmaşık yapı gibi dezavantajları mevcuttur. Aynı zamanda iki ve daha çok güç anahtarı bulunduran bu topolojilerde, güç anahtarlarının denetiminin gerçekleştirilebilmesi için yalıtımlı sürücü devrelere ihtiyaç duyulur. Buna rağmen yarım köprü seri rezonans evirici basitliği ve ekonomikliği sebebiyle sıklıkla tercih edilen evirici çeşitlerindendir [Koertzen ve ark., 1995; Millan ve ark., 2010]. Güç kaynaklarının özellikleri ısıtma çeşidine göre farklılık gösterdiğinden, indüksiyon ısıtmada kullanılacak olan güç kaynağı ihtiyaç duyulan güç ve çalışma frekansını karşılayabilmelidir. İndüksiyon ısıtma sistemleri içeriğinde endüktif özellik gösteren bir indüksiyon bobini barındırdığından, devreye kondansatör ilave edilmesiyle bobinden rezonans akımının dolaşması sağlanır. İndüksiyon bobininin düşük güç katsayısı kondansatör ile telafi edilir [Sanajit ve Jangwanitlert, 2010]. Bobininin endüktif özelliğinden faydalanılarak indüksiyon ısıtıcılarda kısmi veya tam rezonans güç dönüştürücü devreler kullanılır. İndüksiyon ısıtma sistemlerinde ısıtma bobininin Şekil 2.7 deki eşdeğer devresindeki bobin, rezonans devresinin endüktif elemanı olarak kullanılabilir. Isıtma bobinine seri veya paralel bağlanan bir kondansatör ile LC devresi oluşturulur. Bu durumda indüksiyon ısıtma için ihtiyaç duyulan yüksek frekanslı alternatif akım, rezonans yüklemeli bir güç dönüştürücü ile elde edilir. İndüksiyon bobinine bağlanan

49 29 kondansatör seri ise seri rezonans evirici, paralel ise paralel rezonans evirici oluşur. Gerilim veya akım kaynaklı rezonans devre topolojileri elde edilir [Khan ve ark., 2005]. Akım kaynaklı eviriciler giriş geriliminin dalgalanmalarından daha az etkilenir ve kısa devre durumuna karşı dayanıklıdır. Ancak akım beslemeli sistemlerin denetim yöntemleri kısıtlıdır [Namadmalan ve ark., 2010]. Anahtarlama frekansında elde edilen kare dalga akım veya gerilimin temel bileşeni, rezonans tank devresi aracılığıyla yüke aktarılır. Rezonans devresi, devre akımı veya geriliminin kare dalga yerine, eşdeğer direncin de etkisiyle sönümlü salınımlı olmasını sağlar. Bu da indüksiyon ısıtma sisteminde yumuşak anahtarlamanın gerçekleştirilebilmesine olanak tanır. Sinüssel salınımlı akım veya gerilim dalga şekli kullanılarak, güç anahtarları için sıfır gerilim anahtarlama veya sıfır akım anahtarlama koşulları meydana getirilmektedir Tez Çalışmasında Kullanılacak Evirici Devre ve Isıtma Uygulama Alanı. Bu tez çalışmasında, Bölüm 2.5 de belirtilen indüksiyon ısıtma uygulama alanlarından indüksiyon ile akışkan ısıtılması gerçekleştirilecek ve absorbsiyonlu soğutma sistemine uygulanacaktır. Bölüm de belirtilen güç dönüştürücülerinden gerilim kaynaklı rezonans yüklemeli yarım köprü seri rezonans evirici ile kendinden tetiklemeli eviricili indüksiyon ısıtıcı gerçekleştirilecektir.

50 30 3. GERİLİM KAYNAKLI YARIM KÖPRÜ SERİ REZONANS EVİRİCİ Yarım köprü seri rezonans evirici; basit yapısı, sağlamlığı, tam köprü eviriciye göre daha az eleman içermesi, hacminin ve fiyatının düşük olması sebebiyle indüksiyon ısıtma sistemlerinde yaygın olarak kullanılan güç dönüştürücülerdendir. Bu bölümde yarım köprü seri rezonans evirici devrenin analizi ve devre karakteristiği verilmektedir Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Devre Yarım köprü evirici devre, girişteki doğru gerilimi yüksek frekanslı alternatif gerilime çevirerek indüksiyon ısıtıcı için gerekli alternatif akımı üretir. Şekil 3.1 de yarım köprü seri rezonans evirici devre görülmektedir. M 1 D 1 C f1 V A M 2 D 2 i Le (t) v o (t) v c (t) B Le Re C C f2 Şekil 3.1. Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Şekilde; V doğru gerilim kaynağını, M 1 /D 1 ve M 2 /D 2 yarı iletken anahtarları ve ters paralel diyotları, R e ve L e yüklü indüksiyon bobini eşdeğer direnç ve endüktansını, C rezonans kondansatörünü, C f1 ve C f2 gerilim bölücü filtre kondansatörlerini temsil etmektedir. D sınıfı evirici olarak da adlandırılan bu güç dönüştürücünün farklı devre

51 31 topolojileri mevcuttur [Kazimierczuk ve Czarkowski, 1995]. Devrede yüke seri bağlı olan rezonans kondansatörü (C), C f1 ve C f2 kondansatörleri yerine iki eşit parça (C/2) olarak kullanılabilir [Park ve ark., 2007]. Evirici devre; doğru gerilim kaynağı, anahtarlama elemanları, rezonans devresi ve yük olarak farklı bölümleri içermektedir. Anahtarların ideal olduğu kabul edilirse, Şekil 3.1 deki devre v AB (t) kare dalga gerilim kaynağı tarafından beslenen yük ve rezonans kolu olarak aşağıdaki şekildeki gibi gösterilebilir. Sonuç olarak AB noktalarına tepeden tepeye değeri V olan doğru gerilim uygulanır [Chang ve Bruning, 2001]. C A v c (t) i Le (t) Le v AB (t) Re v o (t) B Şekil 3.2. Seri Rezonans Evirici Eşdeğer Devresi Anahtarların sıra ile iletime geçmesi sonucunda her anahtarlama süreci, basamak gerilim kaynağı şeklinde rezonans devresine uygulanır. Eşdeğer devrede v AB (t) gerilimi kaynak gerilimine bağlı olarak simetrik veya asimetrik görev oranı ile anahtarlama için; v AB (t) = (1 D)V, t [0, DT s] DV, t [DT s, T s ]

52 32 olur [Chang ve ark., 1997]. Burada T s anahtarlama periyodu, D ise anahtarların görev oranıdır Teorik Dalga Şekilleri İndüksiyon ısıtıcının kalite faktörünün yeterince büyük olması halinde Şekil 3.1 deki devrede M 1 ve M 2 anahtarlarının sıra ile iletime geçmesiyle, yüksek frekanslı sönümlü salınımlı indüksiyon bobini akımı elde edilir. Şekil 3.1 deki devreye ait çalışma durumları ve teorik dalga şekilleri Şekil 3.3 ve Şekil 3.4 de verilmiştir [Kazimierczuk ve Czarkowski, 1995; Park ve ark., 2007]. Anahtarlama arasında geçiş süresinin sıfır, anahtarların ve tüm pasif devre elemanlarının ideal olduğu kabul edilmiştir.

53 33 M1 V/2 M1 V/2 D1 D1 ile(t) ile(t) A B A B Le Re C Le Re C M2 V/2 M2 V/2 D2 D2 (a) D 1 iletimde (b) M 1 iletimde M1 V/2 M1 V/2 D1 D1 ile(t) ile(t) A B A B Le Re C Le Re C M2 V/2 M2 V/2 D2 D2 (c) D 2 iletimde (d) M 2 iletimde Şekil 3.3. Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Çalışma Durumları

54 34 V GS1 V GS2 0 D 1 M 1 D 2 M 2 π 2π ωt ωt V DS1 ωt V DS2 V V m v 1 ωt i S1 I m ωt i S2 I m ωt i Le I m 0 π 2π ωt Φ DT S T S Şekil 3.4. Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Teorik Dalga Şekilleri (f s > f r )

55 35 Şekil 3.4 de çalışma frekansının rezonans frekansından büyük olması durumunda elde edilecek dalga şekilleri görülmektedir. Evirici devrenin çalışma frekansı rezonans frekansında yüksek olduğu durumlarda sıfır gerilim anahtarlama koşulları sağlanır, anahtarlama kayıpları ve elektromanyetik parazitler (EMI) azalır [Park ve ark., 2007] Yarım Köprü Seri Rezonans Evirici Devre Analizi Şekil 3.2 deki devrenin zaman düzlemindeki analizi parçalı olarak gerçekleştirilmiştir. [0, DT s ] zaman dilimi için 1 alt indisi, [DT s, T s ] zaman dilimi için 2 alt indisi kullanılmıştır. Eşdeğer devrenin diferansiyel denklemi aşağıda verilmiştir [Chang ve ark., 1999]. d 2 v C dt 2 + 2ζω r dv C dt + ω r 2 v C = ω r 2 v AB (t) ( 3.1 ) Burada; ω r = 1 L e C ( 3.2 ) Q = ω rl e R e = 1 ω r R e C ( 3.3 ) ζ = R e 2 C L e ( 3.4 ) α = ζω r = R e 2L e ( 3.5 ) ω d = ω r 1 ζ 2 = ω r 2 α 2 ( 3.6 )

56 36 ζ < 1 (veya α < ω r ) olduğunda kondansatör gerilimi veya bobin akımı sönümlü salınım gerçekleştirir. Kondansatörlerin gerilimleri iki farklı anahtarlama zaman dilimi için Eş. 3.7 ve 3.8 deki gibi olur [Chang ve ark., 1999]. v c,1 (t) = e αt [N 1 cos ω d t + N 2 sin ω d t] + (1 D)V ( 3.7 ) v c,2 (t) = e α(t DT s) [N 3 cos ω d (t DT s ) + N 4 sin ω d (t DT s )] DV ( 3.8 ) Seri rezonans devresinde bobin akımı, kondansatör geriliminin türevine bağlı olarak Eş. 3.9 ile ifade edilir. i Le (t) = C dv c dt ( 3.9 ) Bu eşitlik v c,1 (t) ve v c,2 (t) denklemlerine uygulanırsa; i Le,1(t) = Ce αt [N 1 ( α cos ω d t ω d sin ω d t) + N 2 (ω d cos ω d t α sin ω d t)] ( 3.10 ) i Le,2(t) = Ce α(t DT s) {N 3 (αcos ω d (t DT s ) + ω d sin ω d (t DT s )) + N 4 (αsin ω d (t DT s ) ω d cos ω d (t DT s ))} ( 3.11 ) akım denklemleri elde edilir. Yukarıdaki denklemlerdeki N 1, N 2, N 3, N 4 katsayılarının bulunabilmesi için aşağıdaki sınır değerleri kullanılmıştır. v c,1 (0) = v c,2 (T s ) ( 3.12 ) v c,1 (DT s ) = v c,2 (DT s ) (3.13)

57 37 i Le,1(0) = i Le,2(T s ) (3.14) i Le,1(DT s ) = i Le,2(DT s ) ( 3.15 ) Bobin akımı ile kondansatör gerilimi denklemlerinde sınır değerleri yerine koyulduğunda N değerleri için aşağıdaki eşitlikler bulunur. N 1 + A 2 (D 1 N 3 + D 2 N 4 ) = V ( 3.16 ) A 1 (C 1 N 1 + C 2 N 2 ) + N 3 = V ( 3.17 ) αn 1 + ω d N 2 + A 2 D 3 N 3 + A 2 D 4 N 4 = 0 ( 3.18 ) A 1 C 3 N 1 + A 1 C 4 N 2 αn 3 + ω d N 4 = 0 ( 3.19 ) Burada kullanılan katsayılar aşağıda verilmiştir. A 1 = e αdt s ( 3.20 ) A 2 = e α(1 D)T s ( 3.21 ) C 1 = cos ω d DT s ( 3.22 ) C 2 = sin ω d DT s ( 3.23 ) C 3 = αcos ω d DT s ω d sin ω d DT s ( 3.24 ) C 4 = ω d cos ω d DT s α sin ω d DT s (3.25)

58 38 D 1 = cos ω d (1 D)T s (3.26) D 2 = sin ω d (1 D)T s ( 3.27 ) D 3 = αcos ω d (1 D)T s ω d sin ω d (1 D)T s ( 3.28 ) D 4 = ω d cos ω d (1 D)T s α sin ω d (1 D)T s ( 3.29 ) X, N ve Y matris ve vektörleri aşağıdaki şekilde tanımlanmıştır. 1 0 A 2 D 1 A 2 D 2 A X = 2 C 1 A 2 C α ω d A 2 D 3 A 2 D ( 3.30 ) 4 A 1 C 3 A 1 C 4 α ω d 1 1 Y = ( 3.31 ) 0 0 N 1 N 2 N = ( 3.32 ) N 3 N 4 X matrisinin determinantının sıfır olmadığı durumlarda aşağıdaki eşitliğin çözümü ile N 1, N 2, N 3, N 4 katsayıları hesaplanabilir [Chang ve ark., 1999]. N = VX 1 Y ( 3.33 )

59 Seri Rezonans Devresi Giriş Empedansı Seri rezonans devresinde anahtarlama frekansının rezonans frekansına yakın olması durumunda, kazanç değeri de yükselmektedir. Bu durumda kare dalga giriş geriliminin yüksek frekans harmonikleri süzülür, giriş akımı ve çıkış gerilimi yaklaşık sinüsoidal olur [Chang ve ark., 1997]. Rezonans eviricinin kararlı durumunda sinüsoidale yakın akım ve gerilim için fazör devre analizi kullanılabilir. Seri rezonans kolunun alternatif akım eşdeğer devresi Şekil 3.5 de görülmektedir [Steigerwald, 1988]. Devrede V IN ve V O sırasıyla v AB (t) ve v o (t) gerilimlerinin temel frekanstaki etkin değerleridir. X Le ve X C yüklü indüksiyon bobininin ve rezonans kondansatörünün endüktif ve kapasitif reaktanslarıdır. C Le A V IN -jx C jx Le V O Z IN Re B Şekil 3.5. Seri Rezonans Alternatif Akım Eşdeğer Devresi Şekil 3.5 deki devrenin giriş empedansı Eş ile hesaplanabilir. Z IN = R e + jω s L e + 1 jω s C = R e + j(ω s L e 1 ω s C ) ( 3.34 ) Burada ω s anahtarlama açısal hızıdır ve anahtarlama frekansı (f s ) kullanılarak hesaplanır. ω s = 2πf s ( 3.35 )

60 40 Anahtarlama ve rezonans açısal hızının birbirine oranı normalize edilmiş açısal hız (ω n ) olarak tanımlanır. ω n = ω s ω r (3.36) Karakteristik empedans (Z 0 ) ve akımın faz açısı (Φ) Eş ve Eş ile hesaplanır. Z 0 = L e C = ω rl e = 1 ω r C ( 3.37 ) Φ = tan 1 Q ω n 1 ω n ( 3.38 ) Normalize edilmiş açısal hız ve normalize edilmiş direnç (R n ) değerleri ile rezonans devresinin empedansı yeniden ifade edilecek olursa, giriş empedansı; R n = R e Z 0 = 1 Q ( 3.39 ) Z IN = R e 1 + jq ω n 1 ω n ( 3.40 ) Z IN = Z 0 R e Z 0 + j ω n 1 ω n ( 3.41 ) olur [Kazimierczuk ve Czarkowski, 1995]. Şekil 3.6 da normalize edilmiş açısal hıza bağlı olarak R n = 0,1, R n = 0,4 ve R n = 0,8 değerleri için giriş empedansı ve faz açısının değişimi görülmektedir.

61 Zin1( ωn) Zo Zin2( ωn) Zo Zin3( ωn) Zo ωn Rn=0,8 Rn=0,4 Rn=0,1 1.5 (a) π 2 1 φ1( ωn) φ2( ωn) 0 φ3( ωn) 1 π ωn Rn=0,8 Rn=0,4 Rn=0,1 1.5 (b) Şekil 3.6. Normalize Edilmiş Açısal Hız ve Dirence Bağlı Olarak a) Giriş Empedansının Değişimi b) Faz Açısının Değişimi

62 42 Kalite faktörü büyüdükçe, rezonans frekansına yakın frekans bölgesinde giriş empedansının ve faz açısının değişimi artmaktadır. f s > f r olduğunda faz açısı sıfırdan büyük olmaktadır, bu durumda rezonans devresi evirici devreye endüktif bir yük gibi davranır. Bobin akımı, devre geriliminden geri fazlı olur [Kwon ve ark., 1999] Seri Rezonans Devresi Gerilim Kazancı Seri rezonans devresinin gerilim kazancı, çıkış gerilimin giriş gerilimine oranından bulunabilir. Kazanç = V O V IN = jq(ω n 1 ω n ) ( 3.42 ) Şekil 3.7, normalize edilmiş açısal hıza bağlı olarak Q = 2, Q = 4 ve Q = 6 değerleri için gerilim kazancının değişimini göstermektedir. 1 1 Kaz anc1( ωn) Kaz anc2( ωn) Kaz anc3( ωn) ωn 2.5 Q=2 Q=4 Q=6 Şekil 3.7. Farklı Q Değerleri için Gerilim Kazancı

63 43 Kazanç, rezonans frekansında en yüksek değere ulaşmaktadır. Rezonans frekansından farklı çalışma frekanslarında düşük kalite faktörü ile daha yüksek kazanç elde edilmektedir Evirici Devre Gücü ve Verimi Yük direnci üzerinde harcanan güç i Le,1(t) ve i Le,2(t) akımlarının etkin değeri (I Le ) kullanılarak hesaplanabilir. Bu değer ile evirici devre çıkış gücü (P o ) bulunur. I Le = 1 DT s ( i T Le,1(t) 2 dt s 0 T s + i Le,2(t) 2 dt) (3.43) DT s P o = I Le 2 R yük ( 3.44 ) Benzer şekilde devredeki toplam direnç değeri kullanılarak giriş gücü (P in ) hesaplanabilir. P in = I Le 2 R e (3.45) Giriş gücünün hesaplanmasında kullanılabilecek bir diğer yöntem; doğru gerilim kaynağının değeri ile kaynaktan çekilen akımın dc bileşeninin (I) çarpımıdır. I = 1 T s i T Le,1(t)dt s 0 ( 3.46 ) P in = VI (3.47) Yük akımı yaklaşık olarak sinüssel olduğu için rezonans devresi akımı Eş ile ifade edilebilir [Kazimierczuk ve Czarkowski, 1995]. Bu eşitlik ve gerilim değeri kullanılarak da devreye ait güç hesaplamaları yapılabilir.

64 44 i Le (t) = I m sin(ω s t Φ) ( 3.48 ) Burada I m, akımın tepe değeridir. Bu değer, yarım köprü seri rezonans eviricinin ürettiği kare dalga gerilimin (v AB (t)) temel bileşeninin tepe değeri (V m ) kullanılarak Eş ile bulunur [Hart, 1997; Kwon ve ark., 1999; Park ve ark., 2007]. V m = 2V π (3.49) I m = V m Z IN = 2V πr e 1 + Q 2 ω n 1 2 (3.50) ω n Toplam direnç üzerinde harcanan güç giriş gücüdür; akımın tepe değeri ve eşdeğer direnç değeri kullanılarak hesaplanabilir. P in = ( I m 2 )2 R e = 2V 2 π 2 R e 1 + Q 2 ω n 1 ω n 2 ( 3.51 ) Evirici devrenin verimi Eş ile hesaplanır. η = P o P in ( 3.52 )

65 45 4. KENDİNDEN TETİKLEMELİ İNDÜKSİYON ISITICI TASARIMI Güç dönüştürücü devrelerin denetimi için kendinden tetiklemeli devre topolojisinin kullanılması, entegreli devrelerle tasarıma göre daha ekonomik sistem tasarımını mümkün kılmaktadır. Kendinden tetiklemeli rezonans devre topolojisinin, rezonans olmayan devreye kıyasla düşük maliyet, basit yapı, güvenilir çalışma koşulları, düşük anahtarlama kayıpları, DA dan AA a daha iyi enerji dönüşümünün sağlanabilmesi ve düşük elektromanyetik parazit üretmesi gibi üstünlükleri mevcuttur [Borekci ve Oncu, 2007]. Kendinden tetiklemeli devreler bahsedilen üstünlüklerinden dolayı elektronik balast [Brumatti ve ark., 2005; Hsieh ve Lin, 2011; Seidel ve ark., 2003], DA-DA güç dönüştürücü [Sakamoto ve ark., 2003; Sakamoto ve ark., 2002], evirici [Harada ve Sakamoto, 1987], indüksiyon ısıtıcı [Francoeur ve ark., 1990; Higashi ve Sakamoto, 2006a, 2006b] gibi uygulamalarda kullanılmaktadır. Kendinden tetiklemeli eviricide güç anahtarları, devre akımı veya gerilimine göre üretilen tetikleme işareti ile denetlenir. Devre akımının/geriliminin algılanması akım/gerilim transformatörü ile gerçekleştirilir. Algılayıcı transformatör ile güç anahtarlarına uygun tetikleme işareti elde edilir. Böylelikle sürücü devre için güç kaynağına ihtiyaç duyulmaz, optik veya manyetik yalıtıma gerek kalmadan yarım/tam köprü devre topolojisi denetimi sağlanabilir Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Tasarımı Kendinden tetiklemeli sistemlerde anahtarların denetimi için akım transformatörü veya gerilim transformatörü kullanılır. Akım transformatörü ile devre akımından geri besleme alınarak tetikleme gerçekleştirilmektedir. Akım bilgisinden tetikleme sinyali üreten kendinden tetiklemeli evirici devre çalışma karakteristiğini etkileyen önemli devre elemanlarından birisi akım transformatörü, diğeri tetiklenecek olan güç anahtarının cinsidir. Bu sebeple kullanılacak olan akım

66 46 transformatörünün çalışma karakteristiğinin incelebilir olması ve tetikleme devresi ile ilgili pratikte ölçülemeyecek değerlerin hesaplanabilmesi veya simülasyonda ölçülebilmesi tetikleme devresinin tasarımında kolaylık sağlar. Tetikleme devresinin ayrıntılı incelenebilmesi amacıyla akım transformatörlerinin uygulama alanlarından biri olan kendinden tetiklemeli güç dönüştürücüler için doğrusal akım transformatörü modeli oluşturulmuştur. Transformatör çıkışına bağlanan zener diyotlar ile çıkış akımı gerilime dönüştürülerek, gerilim tetiklemeli güç anahtarları için sürücü devre modeli elde edilmiştir. Devre modelinde, farklı dönüştürme oranlarına göre mıknatıslama akımı ve tetikleme gerilimi için elektronik simülasyon sonuçları incelenebilmektedir. Doğrusal transformatör modelinin simülasyon devresi ile pratikte ölçülemeyen mıknatıslama akımının değişimi ve bu değişimin tetikleme gerilimine etkisi görülebilmektedir. Bununla birlikte simülasyonda parametrik analiz yöntemi kullanılarak, sekonder sargı sarım sayısı veya sekonder akımı ile tetikleme gerilimi arasındaki ilişki incelenebilmektedir. Bu bölümde akım transformatörüne ait ölçümler, hesaplanan ve simülasyondan alınan sonuçlar sunulmuştur Akım Transformatörünün Yapısı Akım transformatörleri genellikle yüksek akımların ölçülebilecek daha küçük seviyelere dönüştürülmesinde kullanılan özel tip transformatörlerdir. Yüksek ve düşük gerilim sistemlerinde ölçme veya devre koruma amaçlı kullanılmaktadır. Bununla birlikte akım transformatörleri elektronik devrelerde de kullanılmaktadır. Sekondere bağlanan bir yükleme direnci ile çıkış akımı bilgisi gerilim bilgisine dönüştürülür [Williams, 1995]. Böylece Hall etkili algılayıcılara kıyasla daha düşük maliyetli akım algılama gerçekleştirilir [Kifune ve Hatanaka, 2009]. Elektriksel yalıtım sağlaması, yeterli düzeyde çıkış geriliminin elde edilebilmesi, düşük güç kayıpları ve geniş bant aralığında çalışılabilmesi, akım transformatörlerinin diğer üstünlüklerindendir [Chau ve ark., 2008]. Bu sebeple akım transformatörleri gerek akımın algılanması veya ölçülmesi, gerekse akım bilgisine göre güç dönüştürücüdeki yarı iletken anahtarların tetiklenmesi gibi çeşitli güç elektroniği uygulamalarında

67 47 yaygın şekilde kullanılmaktadır [King, 2005; Makky ve ark., 2008; Nerone, 1995; Seidel ve ark., 2003]. Bir akım transformatörünün yapısı genellikle üzerinde n sarım sayılı bir sargı bulunan halka (toroid) ferromanyetik nüve ile bu nüvenin ortasından geçen bir iletkenden oluşmaktadır. Daha iyi manyetik etkileşim sağladığından kendinden tetiklemeli devrelerde halka nüveli akım transformatörleri tercih edilir. Şekil 4.1, tipik akım transformatörünün yapısını ve elektriksel eşdeğer devresini göstermektedir. Şekil 4.1(a) da nüve içerisinden geçen ve değişken akım taşıyan iletken, primer sargıyı oluşturmaktadır. Şekil 4.1(b), akım transformatörünün elektriksel eşdeğeridir. Primer sargı ile n sarımlık sekonder sargı arasında bulunan manyetik etkileşim, k katsayısı ile temsil edilir. k Ip n Is R v I p L p L s R I s v 1:n (a) (b) Şekil 4.1. Akım Transformatörün a) Yapısı b) Elektriksel eşdeğeri Sekonder devreye bağlanan yükleme direnci (R), çıkış akımını gerilim cinsinden ölçmeye yarar. Primer sarım sayısı 1 ise sekonder devre akımı (I s ), primer akımına (I p ) göre aşağıdaki eşitlik ile hesaplanabilir. I s = I p n ( 4.1) Şekil 4.1(b) deki devrede L p ve L s sırasıyla primer ve sekonder sargı endüktanslarıdır.

68 48 L p = 1 2 A L ( 4.2) L s = n 2 A L ( 4.3) Burada A L, kullanılan nüvenin endüktans faktörüdür ve nüvenin fiziksel boyutları ile manyetik geçirgenliğine bağlıdır. Akım transformatörünün tasarımı ölçme hassasiyeti ve güç kayıplarını doğrudan etkilemektedir. Manyetik geçirgenliği yüksek manyetik malzemenin kullanımı nüve kayıplarını azaltır [Makky ve ark., 2008; Williams, 1995]. Ölçme kalitesinin arttırılabilmesi için akım transformatörü nüvesinin yüksek geçirgenliğe, yüksek dirence sahip olması istenir [Kondrath ve Kazimierczuk, 2009]. Bu yüzden tasarımda histerisiz eğrisi alanı dar olan ve hava aralığı bulunmayan halka nüve tercih edilir. Yüksek manyetik geçirgenliğe sahip halka nüve ile primer ve sekonder manyetik bağı artar, kaçak akılar azalır [Makky ve ark., 2008]. Nüvenin BH eğrisi doğrusal olduğu sürece akım transformatörü yaklaşık olarak doğrusal bir bobin olarak modellenebilir. Bu yüzden akım transformatörlü sistemlerin modellenmesinde basit olması sebebiyle doğrusal akım transformatörü modeli kullanılabilir [Chau ve ark., 2008] Akım transformatörü modeli İdeal bir akım transformatörünün nüve kayıpları sıfırdır, sargı direnci ve kaçak reaktansı gerilim düşümleri yoktur. Primer ve sekonder akımları aynı fazlıdır ve aralarında Eş. 4.1 deki oran mevcuttur. Şekil 4.1 deki akım transformatörünün doğrusal modeli oluşturulurken doyuma uğramadan çalıştığı kabul edilerek mıknatıslama endüktansı doğrusal bir bobin ile temsil edilmiştir. Sıcaklık, nüve kayıpları, sargıların kapasitif etkisi ve primer devre gerilim düşümleri ihmal edilmiştir. Buna göre gerilim tetiklemeli güç anahtarı için oluşturulmuş akım transformatörünün sekondere yansıtılmış eşdeğer devresi Şekil 4.2 ve Şekil 4.3 de görüldüğü gibidir.

69 49 ideal 1:n L l R s a I p L m D Z1 V z v D Z2 b Şekil 4.2. Akım Transformatörünün Modeli a I m L l R s I z I p n L m V m D Z1 V z v D Z2 b Şekil 4.3. Akım Transformatörünün Sekondere Yansıtılmış Eşdeğer Devresi (doğrusal modeli) Şekilde R s ve L l, sekonder sargı direnci ve kaçak akı endüktansıdır. Primer sargı 1 sarımdan oluştuğundan, kaçak akı endüktansı ve sargı direnci değerleri oldukça küçüktür. Bu sebeple akım transformatörü modelinin kullanıldığı çalışmalarda gösterilmemiştir [Chau ve ark., 2008; Kondrath ve Kazimierczuk, 2009; Lopes ve ark., 2009; Nerone, 1995; Williams, 1995]. Daha önce belirtildiği üzere manyetik geçirgenliği yüksek halka nüve kullanılarak kaçak akılar azaltılır. Bu sebeple düşük ve orta frekans uygulamalarında sargı direnci ve kaçak akı reaktansı gerilim düşümleri de ihmal edilebilir. Sekonder kaçak akı endüktansı, sargılar arasındaki manyetik etkileşim katsayısı (k) kullanılarak bulunur. L m, sekonder tarafındaki mıknatıslama (ortak) endüktansıdır. Sargılar arasındaki etkileşim ideal (k = 1)

70 50 olursa, sekonder tarafa yansıtılmış mıknatıslama endüktansı sekonder sargı endüktansına eşit olur. k = 1 için; L l = (1 k)l s = 0 ( 4.4) L m = kl s = L s ( 4.5) Şekil 4.3 deki devre modelinde, yükleme direnci yerine zener diyot kullanılmıştır. Çıkış gerilimi +V z ile V z arasında sınırlanır. Nüvenin BH eğrisi doğrusal ve L m değeri yeterince büyük ise, i m akımı doğrusal olarak artar veya azalır. Şekil 4.4, akım transformatörü doğrusal modeline göre akım ve gerilimin teorik dalga şekillerini göstermektedir. Zener diyot gerilimi ve mıknatıslama endüktansının sabit olduğu kabul edilmiştir. t d1 I stepe i s 0 i m ωt i Z ωt +V Z v ab ωt -V Z T S Şekil 4.4. Doğrusal Akım Transformatörü Modeline Göre Teorik Dalga Şekilleri

71 51 Kendinden tetiklemeli güç dönüştürücülerde transformatör çıkış gerilimi aynı zamanda anahtarın tetikleme gerilimidir. Şekil 4.4 deki dalga şekillerinde denetlenecek olan anahtarın kapı devresi etkisi hesaba alınmamıştır. Tetikleme gerilimi zener diyot akımına (i z ) bağlıdır. i z akımı sıfırdan büyük ise çıkış gerilimi +V z, sıfırdan küçük ise çıkış gerilimi V z olur. Buna göre mıknatıslama akımının zamana göre değişimi Eş. 4.6 ile tanımlanabilir. Ts 2 i m (t) = I O + 1 v L m (t)dt m 0 ( 4.6) Burada; I O, bobinde depo edilen akım, T s anahtarlama periyodudur. Sekonder devre gerilim düşümleri ihmal edildiğinde, mıknatıslama endüktansı gerilimi çıkış gerilimine eşit olur. Çıkış gerilimi kare dalga olduğundan ideal nüveli bir akım transformatöründe mıknatıslama akımın tepe değeri aşağıdaki eşitlikten yaklaşık olarak bulunur [Lin ve ark., 2010]. T s 2 I mtepe = I O + V z = V zt s ( 4.7) L m 4L m Mıknatıslama akımı ile zener diyot akımının toplamı sekonder akımını verir. i s = i m + i z ( 4.8) Eş. 4.7 ye göre L m değeri azaldıkça mıknatıslama akımı artar, sekonder akımı ile zener diyot akımı arasındaki fark büyür (t d1 artar). Sonuçta tetikleme gerilimi ile primer devre akımı arasındaki faz farkı büyür. Eş. 4.7 ye göre zener diyot gerilimi, mıknatıslama endüktansı ve anahtarlama periyodu mıknatıslama akımını, dolayısıyla tetikleme gerilimini etkilemektedir.

72 Kritik mıknatıslama endüktansı Doğrusal model incelendiğinde, tasarımda seçilen zener diyot gerilimi ve sekonder akım değerleri için tetikleme geriliminin elde edilebilmesi, kritik mıknatıslama endüktansı (L mkr ) değerine bağlıdır. Bu değer Eş. 4.9 ile hesaplanabilir. I mtepe akımı sekonder akımı tepe değerine (I stepe ) ulaşırsa, istenilen kare dalga tetikleme gerilimi oluşmaz. Bu akım değerini veren endüktans değerinin altındaki mıknatıslama endüktansları için istenilen tetikleme gerilimi elde edilemez. L mkr = V z Ts 2 I stepe ( 4.9) Kritik sekonder akımı Akım transformatörü mıknatıslama endüktansı Eş. 4.5 ile hesaplanabilmektedir. Eş. 4.9 a benzer bir durum sekonder akımı için de geçerlidir. Tasarımda seçilen zener diyot gerilimi ve çalışma frekansına göre istenilen tetikleme geriliminin elde edilebilmesi için I mtepe akımının sekonder akımı tepe değerine (I stepe ) ulaşmaması gerekir. Bu yüzden kare dalga tetikleme geriliminin üretilebilmesi için kritik sekonder akımı (I skr ) değerini aşacak dönüştürme oranı seçilmelidir (Eş. 4.10). T s 2 I skr = V z 2L m (4.10 ) I skr değerinin altındaki sekonder akımları için çıkıştan kare dalga tetikleme gerilimi alınamaz Akım transformatörü parametreleri Doğrusal devre modeli için nüve parametreleri Çizelge 4.1 de verilen Philips TN23/14/7 ferit halka nüvesi kullanılmıştır [Philips, 1999]. Aynı tip üç farklı nüve

73 53 üzerine sarım sayısı 40, 45 ve 50 olan 0,35 mm çaplı yalıtımlı bakır iletken sarılarak sekonder sargı oluşturulmuştur. Çizelge 4.1. Philips TN23/14/7 Halka Nüve Özellikleri A L (nh) 1250 %25 Derece 3F3 Sekonder sarım sayısı 50 olan akım transformatörü için primer ve sekonder sarımlar arasındaki manyetik etkileşim katsayısı, LCR metre ile yapılan deneysel ölçümlerle 0,974 bulunmuş, diğer transformatörler için de aynı katsayılar kullanılarak hesaplamalar yapılmıştır. Akım transformatörü ve modeline ait hesaplanan değerler Çizelge 4.2 de verilmiştir. Çizelge 4.2. Akım Transformatörü Parametreleri n(sarım) L p (mh) 0, , ,00125 L s (mh) 2 2,531 3,125 L m (mh) 1,948 2,465 3,044 L l (mh) 0,052 0,066 0, Akım Transformatörü Simülasyon ve Uygulaması Doğrusal model Sekonder sargı sarım sayısı 50 olan akım transformatörü doğrusal modeline göre simülasyon çalışması PSpice elektronik simülasyon programı kullanılarak yapılmıştır. Şekil 4.5(a) ve Şekil 4.5(b) de gösterilen simülasyon devresi doğrusal manyetik bağlı bobinler ile oluşturulmuştur. Devrede primer akımı için tepe değeri 2A, frekansı 40kHz olan sinüsoidal akım kaynağı kullanılmıştır. Şekil 4.5(c), akım transformatörü doğrusal eşdeğer devre modelinin simülasyon devresini göstermektedir. Burada, Eş. 4.1 e göre tepe değeri 40mA olan akım kaynağı kullanılmıştır.

74 54 (a)k = 0,974 (b)k = 1 (c) Doğrusal Eşdeğer Devre Modeli Şekil 4.5. Akım Transformatörü Simülasyon Devresi (n = 50)

75 55 Akım transformatörünün ve modellerinin tetikleme gerilimi dalga şekilleri Şekil 4.6 da verilmiştir. Şekilde görüldüğü üzere doğrusal kuplajlı bobinler ile oluşturulan akım transformatörü devreleri ile doğrusal devre modeli dalga şekilleri birbirleri ile uyum göstermektedir. Akım transformatörü devresi ve doğrusal modeli simülasyonu ile aynı tetikleme gerilimi elde edilmektedir. Şekil 4.6. Akım Transformatörü Simülasyon Sonuçları (n = 50) Deneysel çalışmalarda kullanılan, LCR metre ile ölçülen akım transformatörlerine ait değerler Çizelge 4.3 de verilmiştir. Çizelge 4.3. Akım Transformatörü Ölçülen Parametreleri n (sarım) L p (mh) 0, , ,00123 L s (mh) 1,902 2,455 3,120 R s (Ω) 0,5 0,588 0,7 Şekil 4.7(a) daki bağlantı şemasına göre, sekonder sarım sayısı 50 olan akım transformatörü için uygulama sonucu Şekil 4.7(b) de verilmiştir. Osiloskop ile akım ölçümlerinde 0,3Ω/3W lık direnç kullanılmıştır (EK-2).

76 56 2A tepe 40kHz I p 1:50 15V I Z D Z1 v ab a TN23/14/7 D Z2 b (a) Uygulama Devresi v ab i P (b) Uygulama Sonuçları, CH1:v ab, CH2:i p Şekil 4.7. Primer Akımı ve Tetikleme Gerilimi Uygulama Sonuçları Şekil 4.8 ve Şekil 4.9, akım transformatörü primer akımı ile sekonder devreye bağlı zener diyot akımının simülasyon ve uygulama sonuçlarını göstermektedir. Simülasyon sonuçlarında mıknatıslama akımı da verilmiştir.

77 57 Şekil 4.8. Primer, Zener Diyot ve Mıknatıslama Akımı Simülasyon Sonuçları Primer akımı ile zener diyot akımı arasında faz farkı oluşmaktadır. Mıknatıslama akımının etkisi ile primer ve zener diyot akımı çakışık fazlı olamamaktadır.

78 58 i P i Z i P i Z (CH1:i z, CH2:i p ) Şekil 4.9. Primer ve Zener Diyot Akımı Uygulama Sonuçları Mıknatıslama akımı tepe değerinin Eş. 4.7 ile hesaplanan ve simülasyondan alınan sonuçları aşağıdaki çizelgede verilmiştir.

79 59 Çizelge 4.4. I mtepe Hesaplama ve Simülasyon Sonuçları I mtepe (ma) n Hesaplanan Simülasyon 40 48,1 48, , ,7 31,27 Çizelge 4.4 incelendiğinde sekonder sarım sayısı azaldıkça mıknatıslama akımının arttığı görülmektedir Mıknatıslama akımının tetikleme gerilimine etkisi Şekil 4.5(c) deki akım transformatörü doğrusal modelinin elde edilmesinin getirdiği avantajlardan birisi, devrede mıknatıslama akımının incelenebiliyor olmasıdır. Bu sayede mıknatıslama endüktansının tetikleme gerilimine etkisi incelenebilir ve sistemin çalışma karakteristiği gözlenebilir. Sadece mıknatıslama akımının tetikleme gerilimine etkisinin incelenebilmesi için tepe değeri 50mA olan 40kHz lik sinüsoidal akım kaynağı ile Şekil 4.10 daki parametrik simülasyon devresi kurulmuştur.

80 60 Şekil Akım Transformatörü Doğrusal Modeli Parametrik Simülasyon Devresi Simülasyon devresinde mıknatıslama endüktansı parametreleri Çizelge 4.2 ye göre seçilmiştir. Parametrik analizde, uygulamada ölçülemeyen mıknatıslama akımı ile çıkış geriliminin değişimi aynı anda görülebilmektedir (Şekil 4.11). L m azalmakta Şekil Mıknatıslama Akımının Tetikleme Gerilimine Etkisi Mıknatıslama akımı arttıkça, tetikleme gerilimi ile sekonder sargı akımı arasındaki faz farkı da artmaktadır.

81 Sekonder akımının tetikleme gerilimine etkisi Sekonder sarım sayısı 50 olan akım transformatöründe Eş a göre kritik sekonder akımı tepe değeri 30,798mA olmaktadır. Hesaplanan L m değeri için sekonder akımının çıkış gerilimine etkisi Şekil 4.12 deki simülasyon devresi ile incelenmiştir. Eş a göre hesaplanan kritik akım değeri göz önünde bulundurularak parametrik analizde 25 ve 30mA tepe değerli akım kaynağı kullanılmıştır. Şekil Farklı Sekonder Akımları için Simülasyon Devresi Şekil 4.13, farklı sekonder akımları için tetikleme gerilimi simülasyon sonuçlarını göstermektedir.

82 62 Şekil Farklı Sekonder Akımları için Simülasyon Sonuçları Şekil 4.14, farklı primer akımları için tetikleme geriliminin değişimini gösteren uygulama sonuçlarıdır.

83 63 v ab i P (a) I s < I skr v ab i P (b) I s I skr Şekil Farklı Sekonder Akımları için Uygulama Sonuçları Uygulama ve simülasyon sonuçlarına göre yaklaşık kritik sekonder akımının altındaki değerlerde tetikleme gerilimi bozulmaktadır. Alınan sonuçlar arasındaki farklılıklar, simülasyondaki zener diyot modeli ile uygulamada kullanılan modelin

84 64 birebir aynı olmamasından, transformatörde ideal nüve kullanılamamasından ve nüvenin doğrusal karakteristikli olmamasından kaynaklanmaktadır MOSFET kapasitansının tetikleme gerilimine etkisi Kendinden tetiklemeli devrelerde genellikle akım denetimli iki kutup jonksiyonlu transistör (BJT) veya gerilim denetimli MOSFET güç anahtarı kullanılmaktadır. MOSFET lerin BJT lere kıyasla küçük denetim akımına ihtiyaç duyması ve yüksek çalışma hızı gibi üstünlükleri bulunmaktadır. Şekil 4.3 deki tetikleme devresi ile MOSFET güç anahtarı denetlendiğinde, MOSFET in kapı devresinin kapasitif etkisi tetikleme gerilimine etki eder. Şekil 4.15, MOSFET güç anahtarının etkisini de içeren tetikleme devresi eşdeğerini göstermektedir. Akım transformatörü ile ilgili alınan sonuçlar dikkate alınarak, transformatörün sekonder kaçak akı endüktansı ve direnci ihmal edilmiştir. I m I z I g G I p n L m v m D Z1 V z C g vgs D Z2 S Şekil MOSFET Tetikleme Eşdeğer Devresi Tetikleme devresinde yalnızca MOSFET kapı kapasitansının etkisinin incelenebilmesi için L m endüktansının çok büyük I m akımının ihmal edilebilecek düzeyde düşük olduğu kabul edilsin (I m 0). Bu durumda dalga şekilleri Şekil 4.16 da görüldüğü gibi olur.

85 65 t d2 I stepe i s 0 ωt i g ωt i Z ωt +V Z v GS ωt -V Z T S Şekil MOSFET Kapasitansının Tetikleme Gerilimine Etkisi Kapı devresinin kapasitif etkisi, tetikleme gerilimi ile yük akımının aynı fazlı olmasını engellemektedir. Tetikleme gerilimi sekonder akımından geri fazlı olmaktadır. MOSFET, kapı kapasitesi gerilimi eşik gerilimi (V th ) değerine şarj oluncaya kadar iletime geçemez, bu sebeple tetikleme gerilimi akımdan t d2 süresi kadar geri fazlı kalır. Hem mıknatıslama akımı hem de MOSFET kapı kapasitansının etkisini gösteren tetikleme devresine ait yaklaşık dalga şekilleri Şekil 4.17 de verilmiştir. Tetikleme devresinde, sekonder akımının sinüsoidal, mıknatıslama akımının doğrusal, zener diyotların ideal ve kapı devresi kapasitesinin sabit olduğu kabul edilmiştir. Sekonder akımının değeri, mıknatıslama, zener ve MOSFET kapı (gate) devresi akımlarının (i g ) toplamına eşit olur. Eş. 4.8, devreye MOSFET in de eklenmesiyle Eş ile yeniden ifade edilmiştir.

86 66 i s = i m + i z + i g (4.11) t d I stepe i s 0 i m ωt i g ωt i Z ωt +V Z V GS ωt -V Z T S Şekil Tetikleme Devresi Teorik Dalga Şekilleri Mıknatıslama akımı, tetikleme gerilimini devre akımından t d1 süresi kadar ileri fazlı, kapı kapasitesi ise t d2 süresi kadar geri fazlı bırakmaktadır. Bu durumda devre akımı ile tetikleme gerilimi arasındaki ileri veya geri zaman farkı aşağıdaki şekilde olur. t d = t d1 t d2 (4.12 ) 4.4. Yarım Köprü Eviricili Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Enerjisini akım transformatörü ile rezonans akımından geri besleme alarak sağlayan sürücü devreler, akım geri beslemeli kendinden tetiklemeli sürücü devrelerdir [Ponce ve ark., 2008]. Şekil 3.1 deki yarım köprü seri rezonans eviricide yük akımı akım

87 67 transformatörü ile algılanabilir. Algılanan rezonans akımı dalga şekline göre güç anahtarlarının denetlenmesi akım transformatörü ile sağlanarak kendinden tetiklemeli rezonans eviricili indüksiyon ısıtıcı gerçekleştirilir. Şekil 4.18, kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcı devre şemasını göstermektedir. Tetikleme transformatörünün (TR) primer sargısı (n p ) rezonans kolu üzerine, ters polariteli sekonder sarımları (n s1, n s2 ) ise MOSFET anahtarlarının G-S uçlarına bağlanmıştır. Bir adet tetikleme transformatörü ve dört adet zener diyot ile MOSFET anahtarlarının denetimi gerçekleştirilebilmektedir. Yarım köprü eviricide güç anahtarlarının entegreli denetimi için örnek MOSFET sürücü devre şeması ve bu sürücü için gerekli güç kaynağı devresi EK-3 te verilmiştir. Kullanılan devre elemanları kıyaslandığında kendinden tetiklemeli eviricide daha az devre elemanına ihtiyaç duyulmakta, sistemin maliyeti ve denetim devresinin kapladığı hacim azalmaktadır. Kendinden tetiklemeli evirici devrede yüklü bobinin kalite faktörünün yeterince büyük olması, rezonans akımını sinüsoidale yaklaştırır. Neticede akım transformatörünün sekonder akımı da sinüsoidal olur. Sekonder devreye bağlı zener diyotlar, MOSFET tetikleme gerilimini sınırlandırır. Kendinden tetiklemeli devrelerin çalışmasını etkileyen iki önemli parametre akım transformatörü mıknatıslama endüktansı ile zener diyot gerilimidir [Chang ve Bruning, 2001; Seidel ve ark., 2003]. İndüksiyon ısıtıcıda yük akımı genellikle yüksek değerli olmaktadır. Bu yüzden akım geri beslemeli kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcıda uygun dönüştürme oranı seçildiğinde mıknatıslama endüktansı akımı etkisi daha düşük olur.

88 68 M 1 D 1 V n S1 TR D Z1 D Z2 G 1 S 1 TR n P i Le (t) v o (t) C/2 D Z3 M 2 D 2 G 2 Le Re Yüklü İndüksiyon Bobini C/2 n S2 TR D Z4 S 2 Şekil Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Eviricide kendinden tetikleme devresinin doğrusal modeli, Şekil 4.15 de akım kaynağı tarafından beslenen MOSFET kapı devresi olarak gösterilmişti. Daha önce belirtildiği üzere zener akımının sıfırdan büyük değerlerinde tetikleme gerilimi +V z, tersi durumda tetikleme gerilimi V z değerini alır. Anahtarlama arasındaki gecikme süresini (t d ), mıknatıslama endüktansı ve MOSFET kapı devresi kapasitesi etkiler. Bu gecikme süresi aynı zamanda anahtarlar arasındaki ölü zamanı belirler. Bu sayede iki anahtarın aynı anda iletime geçmesi engellenmektedir. Anahtarlama frekansı rezonans frekansına ve t d süresine göre değişir. Devrenin giriş empedansı ve gerilim kazancı değişimi incelendiğinde (Şekil 3.6 ve Şekil 3.7), seçilen çalışma gerilimi için Eş kullanılarak yük devresinden geçen akımın tepe değeri hesaplanabilir. Hesaplanan tepe değer, aynı zamanda akım transformatörünün primer akımının tepe değeridir. Bu değer doğrultusunda, kapı devresindeki zener diyot gücünü aşmayacak şekilde sekonder akımı seçilmelidir (Eş. 4.1). Dönüştürme oranı hesaplanırken seçilen zener diyot gerilimine, çalışma frekansına ve sekonder akımına göre transformatör mıknatıslama endüktansının, L mkr değerinin üzerinde olması gerekir. Aynı şekilde sekonder akımının da I skr değerinin üzerinde

89 69 olması gerekmektedir. Evirici devrede kullanılan transformatör nüvesi ideal olmayacağı için BH eğrisi tamamen doğrusal kabul edilemez. I mtepe değeri, doğrusal model hesaplamalarındaki değerinden daha düşük olur. Bu sebeple dönüştürme oranı, L mkr ve I skr değerlerinin yeterince üzerinde değerleri sağlayacak şekilde toleranslı olmalıdır Anahtarlama Kayıplarının Azaltılması Yarım köprü ve tam köprü seri rezonans devrelerinde anahtarlama kayıplarının azaltılabilmesi için rezonans frekansında veya rezonans frekansının üzerinde çalışma frekansı tercih edilmelidir. Anahtarlama frekansının rezonans frekansından yüksek seçilmesiyle güç anahtarları sıfır gerilim ile iletime geçer [Park ve ark., 2007]. Anahtar iletime geçiş kayıpları sıfır olur. Güç dönüştürücü, yüksek frekanslarda çalışılabilir ve devrede orta hızlı ters diyotun kullanılması yeterli olur [Steigerwald, 1988]. Mıknatıslama akımı ile kapı akımı çıkış geriliminin fazını etkilemektedir. Mıknatıslama akımının etkisi büyük olursa, sekonder akımı tetikleme geriliminden geri fazlı olur. Bu durumda çalışma frekansı rezonans frekansından büyük olur. Kapı akımının etkisi büyük olursa, sekonder akımı tetikleme geriliminden ileri fazlı, çalışma frekansı rezonans frekansından küçük olur. Devre tasarımında akım transformatörü dönüştürme oranı büyük ise, mıknatıslama endüktansı Eş. 4.5 e göre büyük olur. Mıknatıslama reaktansı büyürken, akımı küçük bir değer alır. Bu durumda tetikleme gerilimine MOSFET kapı devresi kapasitesinin etkisi daha büyük olur. Anahtarlama frekansı rezonans frekansından düşük olur. MOSFET güç anahtarı kullanılan kendinden tetiklemeli yarım köprü seri rezonans eviricili indüksiyon ısıtıcıda yumuşak anahtarlama koşullarının gerçekleştirilebilmesi, mıknatıslama akımının arttırılması ile mümkündür. Ancak mıknatıslama akımının değiştirilmesi, dönüştürme oranını da etkilemektedir.

90 70 Kendinden tetiklemeli eviricide transformatör dönüştürme oranını değiştirmeden yumuşak anahtarlama koşullarının sağlanabilmesi amacıyla, MOSFET kapı devresinin etkisine zıt etki oluşturabilmek için akım transformatörü sekonder sargısına Şekil 4.19 da görüldüğü şekilde paralel bir L x bobini eklenmiştir. Devreye bağlanan endüktansın akımı, mıknatıslama akımı etkisini arttırır ve anahtarlama frekansı rezonans frekansının üzerinde olur. I m I x I z I g G I p L m L x D Z1 V z n C g v GS D Z2 S Şekil L x Bobini ile Tetikleme Eşdeğer Devresi L x bobinin etkisiyle rezonans frekansının üzerinde çalışılarak Şekil 3.4 deki anahtarlama dalga şekilleri elde edilir. Anahtar sıfır gerilim ile iletime geçmekte ve yumuşak anahtarlama gerçekleştirilmektedir. Bu tip çalışma koşullarında anahtar yalıtıma geçerken taşıdığı akımı kesmek zorunda kalır. Yalıtım anında anahtarlama kaybı oluşur. Ancak bu kayıp D-S uçlarına bağlanacak küçük bir koruma (söndürme) kondansatörü ile azaltılabilir, kondansatörü deşarj için koruma direncine gerek duyulmaz [Steigerwald, 1988].

91 71 5. İNDÜKSİYON ISITICILI ABSORBSİYONLU SOĞUTUCU SİMÜLASYON VE UYGULAMA SONUÇLARI İndüksiyon ısıtma tekniği, metal olan veya olmayan malzemelerin ısıtılması ihtiyacı olan birçok uygulamada tercih edilebilir. İndüksiyon ile ısıtma tekniğinin uygulanabileceği alanlarından bir tanesi de absorbsiyonlu soğutma sistemleridir Absorbsiyonlu Soğutma Soğutma, bir ortamın sıcaklığının çevresindeki diğer ortam sıcaklığından daha düşük sıcaklık değerine düşürülmesidir. Soğutulacak ortam veya çevresindeki ortam katı, sıvı ya da gaz olabilir. Soğutma işleminin gerçekleştirilebilmesi için çeşitli yöntemler kullanılmaktadır. Bu yöntemlerden ikisi yayınımlı soğurmalı soğutma sistemi ile günümüzde yaygın olarak kullanılan kompresörlü (buhar sıkıştırmalı) soğutma sistemleridir. Kompresörlü soğutma sistemlerinde soğutucu akışkan, bir elektrik motoruna bağlı kompresör ile soğutma çevriminde dolaştırılmaktadır. Sistemde kullanılan kompresör motorunun gürültülü çalışması, bu tip soğutucuların dezavantajlarındandır. Bunun yanında yayınımlı soğurmalı soğutucu, ısıl güç ile çalışan ve kompresör içermeyen bir soğutma sistemidir. Her ne kadar yüksek performanslı soğutma sağlanamasa da, bu yöntem küçük tip (mini bar) buzdolaplarında halen tercih edilmekte ve bu konu ile ilgili araştırmalar devam etmektedir. Yayınımlı soğurmalı soğutucuların farklı çalışma prensiplerine sahip soğutma çevrimleri bulunmaktadır. Çalışmanın ileriki bölümlerinde yayınımlı soğurmalı soğutucu ifadesi yerine kısaca absorbsiyonlu soğutucu ifadesi kullanılacaktır. Sistemde akışkan dolaşımı ısıl kaynak ile gerçekleştirilmektedir. Bu çevrimi gerçekleştiren sisteme termal kompresör de denilmektedir Absorbsiyonlu Soğutma Sisteminin Yapısı Absorbsiyonlu soğutma temel olarak ısıl kaynak ile soğutma çevrimini gerçekleştiren bir soğutma tekniğidir. Sistemdeki soğutucu akışkanın dolaşımı, kaynatıcı denilen bir

92 72 ısıl güç ile gerçekleştirilir. Şekil 5.1 de absorbsiyonlu soğutma (ön soğutmasız yayınımlı soğurmalı soğutma) sisteminin yapısı görülmektedir [Özbaş, 2009]. Şekil 5.1. Absorbsiyonlu Soğutma Sisteminin Yapısı Şekildeki soğutma çevriminde soğutucu akışkan olarak amonyak, soğurucu (emici) akışkan olarak su ve basınç dengeleyici olarak helyum gazı olmak üzere üç çeşit akışkan bulunmaktadır [Özbaş, 2009]. Her üç akışkan için üç farklı çevirim gerçekleşmektedir. Sistemin kaynatıcı kısmında amonyak, karışım içerisinden buharlaşır. Yerçekimi kuvvetinin etkisiyle amonyak bakımından fakirleşen soğurucu akışkan aşağıya doğru, buharlaşan amonyak yukarıya doğru hareket eder. Amonyak buharı

93 73 saflaştırıcıya ilerler, fakir karışımlı soğurucu akışkan soğurucuya gider. Sıcak bölgeden uzaklaşan amonyak buharı saflaştırıcıya geldiğinde, varsa içerisindeki sudan kurtulur. Böylece yoğuşturucuya saf amonyak buharı girer. Burada ısısını dış ortama atarak sıvılaşır. Sıvı haldeki saf amonyak, buharlaştırıcıda helyum gazı ile karşılaşır ve kısmi basıncı düşerek buharlaşır. Sıvı halden gaz hale geçen amonyak, ortamın ısısını çekerek soğutma işlemini gerçekleştirmiş olur. Buharlaşan amonyak helyum gazı ile birlikte soğurucuya girer. Burada amonyak, su tarafından emilerek (absorbe edilerek) tekrar zengin çözelti oluşturur. Soğutma çevrimi bu şekilde devam eder. Sonuç olarak sistemin çalışması aşağıda verilen iki esasa dayanır [Özbaş, 2009]; Amonyağın yüksek sıcaklık ve basınçta sudan ayrılması ve düşük basınçta su tarafından emilmesi. Amonyağın düşük sıcaklıkta buharlaşması, yüksek basınç ve sıcaklıkta yoğuşması. Bu tip soğutma sisteminde ısıtıcı kaynak (kaynatıcı) olarak genellikle rezistanslı ısıtıcılar kullanılmaktadır. Rezistanslı ısıtma ile önce rezistans, sonra ısı transferi ile boru ve içindeki akışkan ısınmaktadır. Rezistanslı ısıtmaya bir alternatif olarak indüksiyon ısıtıcılı ısıl kaynak ile oluşturulan absorbsiyonlu soğutma sisteminin performansı incelenmiştir Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcılı Absorbsiyonlu Soğutma Sistemi Absorbsiyonlu soğutmada daha önce rezistans ile sağlanan ısıl kaynak, bu çalışmada evirici devresi Şekil 4.18 de verilen kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcı ile gerçekleştirilmiştir. Burada yalıtımlı bölge içerisindeki iç içe konumlanmış demir borular, indüksiyon ısıtıcının yük kısmını oluşturmaktadır. Bu çevrim borusu etrafına iç çapı 50mm olan 60 sarımlık indüksiyon bobini yerleştirilmiştir. İndüksiyon bobininin deri etkisi sebebiyle kayıplarının azaltılabilmesi amacıyla iletken olarak 0,30mm çaplı yalıtımlı bakır iletkenlerden oluşturulmuş 25 damarlı litz teli

94 74 kullanılmıştır. İndüksiyon bobininin ve yük parçasının sisteme takılmadan önce alınmış fotoğrafları Resim 5.1 de verilmiştir. Isı Ölçüm Probu Yük İndüksiyon Bobini Isı Ölçüm Probu Resim 5.1. İndüksiyon Bobini ve Yük Kendinden tetiklemeli eviricili indüksiyon ısıtıcılı absorbsiyonlu soğutma sisteminin indüksiyon bobininin yük etrafına sarıldıktan sonra elde edilen deneysel çalışma düzeneği fotoğrafı Resim 5.2 de verilmiştir.

95 75 Absorbsiyonlu Soğutucu İndüksiyon Bobini ve Yük DA Güç Kaynağı Kendinden Tetiklemeli Evirici Resim 5.2. İndüksiyon Isıtıcılı Absorbsiyonlu Soğutucu 5.4. Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Devresi Kendinden tetiklemeli yarım köprü eviricili indüksiyon ısıtma uygulaması, 60 sarımlık indüksiyon bobini, soğutucu çevrimindeki demir boru yük parçası, MOSFET güç anahtarları, 0,2µF rezonans kondansatörü, 50V doğru gerilim kaynağı kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Devrede güç anahtarı olarak düşük iletim durumu direnci ve çalışma gerilimi göz önünde bulundurularak IRFP250N MOSFET modeli kullanılmıştır [International Rectifier, 2004]. Deneysel ölçümler yapılarak bobin ve yükün yaklaşık eşdeğer direnç ve endüktans değerleri R e = 6Ω ve L e = 60µH olarak tespit edilmiştir (yüksüz bobin direnci R 1 = 0,35Ω). Çalışma geriliminde IRFP250N nin iletim direnci de dikkate alındığında, yük akımının alabileceği en yüksek değer Eş kullanılarak 5,24A olarak hesaplanmıştır. Şekil 5.2, yüklü indüksiyon bobininin farklı çalışma frekansları için gerilim kazancını vermektedir. Rezonans frekansına yakın çalışma frekanslarında kazanç yüksektir.

96 Kaz anc( ωn) ωn 2.5 Q=2,851 Şekil 5.2. Yüklü İndüksiyon Bobininin Gerilim Kazancı Tetikleme devresindeki zener diyotların gerilimi devrede kullanılan MOSFET lerin V GS gerilimi sınır değerini geçmeyecek şekilde 12V/1,3W BZX85C12 seçilmiştir. Devrede akım transformatörü PHILIPS TN23/14/7-3F3 halka nüvesi ile oluşturulmuştur [Philips, 1999]. Seri rezonans devresinin alabileceği en yüksek akım değeri ve zener diyot gücü göz önünde bulundurularak akım transformatörünün dönüştürme oranı 1:50:50 (n p : n s1 : n s2 ) seçilmiştir. Akım transformatörünün nüve özellikleri ve parametreleri daha önce Çizelge 4.1 ve Çizelge 4.2 de verilmişti. Akım transformatörü karakteristiği doğrusal kabul edilirse, Eş. 4.9 ve Eş kullanılarak kritik mıknatıslama endüktansı ve kritik sekonder akımının rezonans frekansındaki değerleri sırası ile 1246µH ve 21mA bulunur. Tasarımda seçilen akım transformatörü dönüştürme oranına göre mıknatıslama endüktansı ve sekonder akımı sırası ile 3125µH ve 105mA olarak hesaplanır. Hesaplanan bu değerler doğrultusunda tasarımda tercih edilen akım transformatörünün mıknatıslama akımı ve sekonder akımının, rezonans frekansı ve rezonans frekansına yakın frekanslardaki çalışma frekanslarında kritik mıknatıslama endüktansının ve kritik sekonder akımın üzerinde olduğu görülmektedir.

97 Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcı Simülasyon Devresi Yarım köprü seri rezonans eviricili kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcı devrenin elektronik simülasyonu PSpice programı ile yapılmıştır. Şekil 5.3 deki simülasyon devresinde akım transformatörü olarak uygulamada kullanılan nüve karakteristiğine sahip PHILIPS TN23/14/7-3F3 nüvesi ve 1:50:50 dönüştürme oranı kullanılmıştır [Philips, 1999]. Şekil 5.3. Kendinden Tetiklemeli Evirici Simülasyon Devresi 5.6. Hesaplama, Simülasyon ve Uygulama Sonuçları Şekil 5.4 ve Şekil 5.5 de 50V doğru gerilim ile beslenen kendinden tetiklemeli eviricinin tetikleme gerilimi ile yük akımı dalga şekillerinin uygulama ve simülasyon sonuçları verilmiştir. Osiloskop ile akım ölçümlerinde Tektronix P6021 akım probu, 10mA/mV ölçüm kademesinde kullanılmıştır (100mV 1A).

98 78 v GS i Le (a) Uygulama (CH1:i Le, CH2:v GS ) (b) Simülasyon Şekil 5.4. Tetikleme Gerilimi ve Yük Akımı-1

99 79 v GS i Le (a) Uygulama (CH1:i Le, CH2:v GS ) (b) Simülasyon Şekil 5.5. Tetikleme Gerilimi ve Yük Akımı-2 Kapı devresinin kapasitif etkisi, tetikleme gerilimi ile yük akımının aynı fazlı olmasını engellemektedir. Anahtar, MOSFET kapı kapasitesi şarj oluncaya kadar iletime geçemez, bu sebeple tetikleme gerilimi akımdan geri fazlı kalmaktadır.

100 80 MOSFET, iletim anında sıfır gerilim ile iletime geçemez ve sert anahtarlama koşulları oluşur (Şekil 5.6). i D v DS (a) Uygulama (CH1:i D, CH2:v DS ) (b) Simülasyon Şekil 5.6. MOSFET Akımı (i D ) ve Gerilimi (v DS )

101 81 Şekil 5.7 de yarım köprü evirici devre akımının Eş ve Eş e göre bir anahtarlama periyodu zaman aralığı için çizdirilmiş dalga şekilleri görülmektedir ile1( t) (a) [0, DT s ] t ile2( t) (b) [DT s, T s ] t Şekil 5.7. Görev Oranına Göre Devre Akımı (f s < f r ) MOSFET in iletime geçiyorken akım taşımaya zorlandığı Şekil 5.8 de daha açık şekilde gösterilmiştir. Anahtarlama anında MOSFET uçlarında, kaynak gerilimine eşit gerilim bulunmaktadır. MOSFET te hem akımın hem de gerilimin bulunduğu bu esnada anahtarlama kayıpları ve EMI artar.

102 82 i D v DS (a) Uygulama (CH1:i D, CH2:v DS ) (b) Simülasyon Şekil 5.8. MOSFET in Yalıtımdan İletime Geçiş Anı Oluşan sert anahtarlama koşulları ve EMI, Şekil 5.5 deki uygulama sonuçlarında görüldüğü üzere tetikleme gerilimini de etkilediği anlaşılmaktadır.

103 Kendinden Tetiklemeli İndüksiyon Isıtıcıda Anahtarlama Kayıplarının Azaltılması Kendinden tetiklemeli devrelerde mıknatıslama endüktansı, zener diyot gerilimi ve MOSFET kapı devresi kapasitansı çalışma frekansına etki etmektedir. Daha önce Bölüm 4.5 de belirtildiği üzere seri rezonans eviricide anahtarlama frekansının rezonans frekansının üzerinde tutulmasıyla sıfır gerilim anahtarlama sağlanabilmektedir. Bunun gerçekleştirilebilmesi için Şekil 4.19 da gösterildiği gibi bir L x bobini, tetikleme devresine ilave edilmiştir. Uygulamada L x için PHILIPS TN23/14/7-4A11 halka nüvesi [Philips, 1999] ile oluşturulmuş 24 sarımlık bir bobin kullanılmıştır (Şekil 5.9). Şekil 5.9. L x Bobini ile Kendinden Tetiklemeli Evirici Simülasyon Devresi L x bobini kullanımı neticesinde mıknatıslama akımının etkisi artar. Mıknatıslama akımın etkisi arttığı için anahtarlama frekansı rezonans frekansından büyük olur. Şekil 5.10 ve Şekil 5.11, yük akımı ve tetikleme geriliminin uygulama ve simülasyon şekillerini vermektedir. Şekilde de görüldüğü üzere anahtarlama frekansı (f s = 47,17kHz), rezonans frekansının (f r = 45,94kHz) üzerindedir.

104 84 v GS i Le (a) Uygulama (CH1:i Le, CH2:v GS ) (b) Simülasyon Şekil L x Bobinli Eviricide Tetikleme Gerilimi ve Yük Akımı

105 85 v GS i Le (a) Uygulama (CH1:i Le, CH2:v GS ) (b) Simülasyon Şekil Şekil 5.10 un Büyütülmüş Hali Daha önceki çalışma koşullarında kapı devresinin kapasitif etkisi, tetikleme gerilimi ile yük akımının aynı fazlı olmasını engellemekteydi. Tetikleme devresine eklenen L x bobininin etkisiyle, tetikleme gerilimi akımdan ileri fazlı kalmaktadır. MOSFET akım ve gerilimi Şekil 5.12 de görülmektedir.

106 86 i D v DS (a) Uygulama (CH1:i D, CH2:v DS ) (b) Simülasyon Şekil L x Bobinli Eviricide MOSFET Akımı (i D ) ve Gerilimi (v DS ) Simülasyon ve uygulama sonuçlarından görüldüğü üzere, anahtarlama anında MOSFET akım ve geriliminde sıçrama olmamaktadır. Yumuşak anahtarlama koşulları sağlanmaktadır. Şekil 5.13 de yarım köprü evirici devre akımının Eş. 3.10

107 87 ve Eş e göre bir anahtarlama periyodu zaman aralığı için çizdirilmiş dalga şekilleri görülmektedir ile1( t) (a) [0, DT s ] t ile2( t) (b) [DT s, T s ] t Şekil Görev Oranına Göre Devre Akımı (f s > f r ) Devre akımı denkleminden çizdirilmiş dalga şekillerine benzer şekilde, MOSFET in iletime geçme anında akım taşımadığı Şekil 5.14 de daha açık olarak gösterilmiştir. Anahtarlama anında diyot akım taşımaktadır. MOSFET akım taşımaya başladığı

108 88 anda uçlarındaki gerilimi sıfırdır. MOSFET sıfır gerilim ile iletime geçtiğinden yumuşak anahtarlama koşulları gerçekleştirilmektedir. i D v DS (a) Uygulama (CH1:i D, CH2:v DS ) (b) Simülasyon Şekil L x Bobinli Eviricide MOSFET in Yalıtımdan İletime Geçiş Anı Anahtar akımı ve gerilimin dalga şekilleri ile bu ikisinin çarpımı Şekil 5.15 de görülmektedir. Akım ölçümlerinde TCP202 DA/AA akım probu, gerilim

109 89 ölçümlerinde 10 kat küçültme yapan gerilim probu kullanılmıştır (CH1:v DS, CH2:i D, M1:v DS. i D ). iletim yalıtım (a) L x Bobinsiz Evirici (CH1:v DS, CH2:i D, M1:v DS. i D ) iletim yalıtım (b) L x Bobinli Evirici (CH1:v DS, CH2:i D, M1:v DS. i D ) Şekil Kendinden Tetiklemeli Eviricide Anahtarlama Kayıpları Tetikleme devresinde L x bobini varken anahtarın iletime geçiş kayıpları sıfırdır, yalıtıma geçiş kayıpları yaklaşık 90W lık bir sıçrama yaparak sıfır olmaktadır.

110 90 Devreden bobin çıkartıldığında iletim kayıpları yaklaşık 250W, yalıtım kayıpları yaklaşık 400W lık sıçrama yapmaktadır. L x bobini ile anahtarlama kayıpları ve EMI azaltılmaktadır. Şekil 5.16, kendinden tetiklemeli evirici giriş gücünün ölçüm sonucunu göstermektedir (CH1:V, CH2:I, M1:V. I). (CH1:V, CH2:I, M1:V. I) Şekil Kendinden Tetiklemeli Evirici Giriş Gücü 47,17kHz anahtarlama frekansında indüksiyon ısıtma sistemine ait uygulamadan alınan sonuçlar ile hesaplama ve simülasyon sonuçları Çizelge 5.1 de verilmiştir.

111 91 Çizelge 5.1. Hesaplama, Simülasyon ve Uygulama Sonuçları Hesaplama Simülasyon Uygulama I (A) 1,634 1,48 1,504 I m (A) 5,11 4,69 4,72 I Le (A) 3,668 3,41 3,33 P o (W) 76 65,5 62,65 P in (W) 81, verim(%) 93 88,5 83, Sıcaklık Eğrileri Kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcılı absorbsiyonlu soğutucu ve 75W lık rezistanslı ısıtıcılı absorbsiyonlu soğutucu ile ayrı ayrı deneyler yapılarak, ısıtılan borunun ısı kaynağı girişindeki, ısı kaynağı çıkışındaki yüzey sıcaklığı ile soğutucu sistemin yüzey sıcaklığı 45 er saniyelik aralıklarla sıcaklık ölçüm probları ile ölçülmüş ve bilgisayara kayıt edilmiştir. Deneylerin yapıldığı ortamın sıcaklığı anlık olarak ölçülerek ortalama 21ºC alınmıştır. Her iki ısıtma deneyine göre alınan sonuçlar Şekil 5.17 de verilmiştir.

112 92 Sıcaklık (ºC) Süre (s) Tgiriş (ºC) Tçıkış (ºC) Tsoğutucu (ºC) (a) İndüksiyon Isıtıcılı Sıcaklık (ºC) Süre (s) Tgiriş (ºC) Tçıkış (ºC) Tsoğutucu (ºC) (b) Rezistanslı Şekil Absorbsiyonlu Soğutma Sistemi Sıcaklık Eğrileri Grafikler incelendiğinde, indüksiyon ısıtıcılı sistemin başlangıçta daha hızlı soğutma karakteristiğine sahip olduğu görülmektedir. Rezistanslı ısıtma ile yapılan deneylerde sıfır derece sıcaklığın altına 29 dakikada ulaşılırken, indüksiyon ısıtıcılı soğutma sisteminde bu süre 17 dakika olmaktadır. Absorbsiyonlu soğutucunun en önemli dezavantajlarında birisi geç rejime girmesidir. Bu dezavantaj indüksiyon ısıtıcı ile azaltılmıştır.

113 93 Üç saat sonunda soğutucu bölümün yüzey sıcaklığı rezistanslı sistemde -14,3 C olarak ölçülmüştür. Aynı ölçüm noktasından indüksiyon ısıtıcılı sistem ile yapılan deneyde yapılan ölçümde -15,3 C sıcaklık değeri alınmıştır. Daha önce de belirtildiği üzere kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcı yük değişimini izlemektedir ve anahtarların aynı anda iletime geçmesi engellenmektedir. Absorbsiyonlu soğutucuda başlangıç koşullarında yükün eşdeğer devre parametreleri kararlı duruma göre farklıdır. Isıtma koşullarına göre eşdeğer devre parametreleri de değişmektedir. Şekil 5.18 de kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcının ısıtma işlemine başladığı andaki (t=0s) yük akımı ve tetikleme gerilimi dalga şekilleri görülmektedir. Isıtma işlemi başlangıcındaki çalışma frekansı ve yük akımı değerleri, daha önce alınan uygulama sonuçlarından (Şekil 5.10) farklıdır. Evirici devre, yük değişimini izlemektedir, yumuşak anahtarlama koşulları korunmaktadır. i Le v GS (CH1:i Le, CH2:v GS ) Şekil Isıtma İşlemi Başlangıcındaki Tetikleme Gerilimi ve Yük Akımı

114 94 Şekil 5.19 da eviricideki her iki anahtarın tetikleme gerilimleri görülmektedir. Yüksek potansiyelli noktaya bağlı MOSFET in tetikleme gerilimi 50 kat küçültme yapan yalıtımlı gerilim probu (PINTEK DP-25) ile ölçülmüştür. v GS1 v GS2 (CH1: v GS2, CH2:v GS1 ) Şekil MOSFET Tetikleme Gerilimleri Tetikleme gerilimleri incelendiğinde anahtarların ayna anda iletime geçmediği, aralarında ölü zaman bulunduğu görülmektedir.

115 95 6. SONUÇ VE ÖNERİLER İndüksiyon ısıtma tekniği ile metaller hızlı, temiz ve verimli bir şekilde ısıtılabilmekte, şekillendirilebilmekte veya sertliği değiştirilebilmektedir. Güç elektroniği uygulamalarındaki araştırmalar ve devre elemanlarındaki gelişmelerle beraber indüksiyon ısıtma sistemlerinin uygulama alanları da artmıştır. İndüksiyon ile ısıtma tekniğinden metal olmayan katı, sıvı veya gazların ısıtılmasında da yararlanılmaktadır. Bu tez çalışmasında indüksiyon ısıtma yöntemi ile akışkan ısıtma uygulaması gerçekleştirilmiştir. Güç devresi olarak kendinden tetiklemeli evirici devre topolojisinin kullanıldığı uygulamada, absorbsiyonlu soğutma sistemindeki ısıtıcı kaynak işlevi, indüksiyon ısıtıcı ile gerçekleştirilmiştir. Bu sistemde absorbsiyonlu soğutucunun soğutma çevrimi boruları, indüksiyon ile ısıtılarak, içerisindeki akışkan (su ve amonyak karışımı) maddelerin ısıtılması ve karışımın ayrıştırılması sağlanmıştır. Absorbsiyonlu soğutucunun rejime girme süresi, indüksiyon ısıtıcılı soğutma sistemi ile rezistans ısıtıcılı sisteme kıyasla kısaltılmıştır. Yapılan çalışmada, indüksiyon ısıtıcı DA-AA evirici devresi olarak yarım köprü seri rezonans evirici devre kullanılmıştır. Devrede güç anahtarı olarak, düşük iletim durumu direnci ve gerilim denetimli olması sebebiyle MOSFET tercih edilmiştir. Evirici devrenin çalışma karakteristiği, kazancı, empedansı ve faz açısı parametrelerinin değişimi incelenerek, yüklü indüksiyon bobini için rezonans frekansına yakın çalışma frekansı bölgesine göre tetikleme devresi tasarımı yapılmıştır. Kendinden tetiklemeli yarım köprü eviricideki iki adet güç anahtarının sürme gerilimi, ters polariteli iki farklı sekonder sargısı bulunan bir akım transformatörü ile yük akımından geri besleme alınarak sağlanmıştır. Bu gerilim, pozitif ve negatif alternans için kullanılan iki farklı zener diyot ile sınırlandırılmıştır.

116 96 Yarım köprü seri rezonans eviricide rezonans frekansında anahtarlama yapılması veya bu frekansın üzerinde ya da altında çalışma frekansının tercih edilmesi anahtarlama kayıplarını etkilemektedir. MOSFET güç anahtarı kullanılan kendinden tetiklemeli eviricide çalışma frekansını etkileyen parametreler; akım transformatörü dönüştürme oranı, zener diyot gerilimi ve MOSFET kapı devresi kapasitansı olarak tespit edilmiştir. Tetikleme devresindeki zener diyotlar, akım transformatörü sekonder akımını gerilim değerine dönüştürür. Zener diyot akımı sıfırdan büyük ise pozitif zener gerilimi, tersi durumda negatif zener gerilimi tetikleme işareti elde edilir. Akım transformatörü dönüştürme oranına göre, transformatör mıknatıslama endüktansı değişmektedir. Mıknatıslama endüktansı akımı zener diyot akımının fazını kaydırmaktadır. Bu durumda tetikleme gerilimi ile devre akımı çakışık fazlı olmamaktadır. Sekonder sarım sayısının artması mıknatıslama endüktansını arttırmakta, mıknatıslama akımını azaltmaktadır. Bu durum tetikleme gerilimini etkilemektedir. Benzer şekilde MOSFET kapı devresinin kapasitif etkisi tetikleme geriliminin hemen zener gerilimine ulaşmasını engellemektedir. Tetikleme gerilimi ile devre akımı arasındaki faz farkına sekonder sarım sayısının ve kapı kapasitansının etkisi olmaktadır. Sonuç olarak mıknatıslama endüktansı ve MOSFET kapı kapasitansı çalışma frekansını etkilemektedir. Mıknatıslama akımı, tetikleme gerilimini devre akımından ileri fazlı yaparken, MOSFET kapı kapasitansı ise geri fazlı yapmaktadır. Mıknatıslama akımının kapı akımı etkisinden büyük olması durumunda, anahtarlama frekansı rezonans frekansından büyük olmaktadır. Tez çalışmasında, mıknatıslama akımı etkisinin arttırılabilmesi için tetikleme devresine bobin ilave edilmiş ve çalışma frekansı rezonans frekansının üzerinde tutulmuştur. Bu şekilde yarım köprü devre topolojisinde yumuşak anahtarlama koşulları gerçekleştirilmiştir. Yapılan tez çalışmasında akım transformatörünün doğrusal modeli oluşturulmuş ve bu modelin elektronik simülasyonu ile mıknatıslama akımının tetikleme gerilimine etkisi incelenmiştir. Parametrik analiz ile sekonder akımının etkisi de yapılan simülasyon devresinde incelenebilmektedir. Akım transformatörü doğrusal

117 97 modelinin hesaplama, simülasyon ve uygulama sonuçları karşılaştırmalı olarak sunulmuştur. Absorbsiyonlu soğutma sisteminde hem kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtıcı hem de rezistanslı ısıtıcı kullanılarak ayrı ayrı deneyler yapılmıştır. İndüksiyon ısıtıcılı soğutma sisteminin daha iyi ve daha hızlı soğutma karakteristiğine sahip olduğu görülmüştür. Kendinden tetiklemeli indüksiyon ısıtma eviricisinin düşük maliyetli basit devre yapısına sahip olması, yaklaşık %50 görev oranı ile ölü zaman devresi ihtiyacı duymadan anahtarları sürmesi, yarım köprü devre topolojisindeki anahtarları entegreli devre ve yalıtım devresi ihtiyacı olmadan denetleyebilmesi ve rezonans güç dönüşümünü gerçekleştirmesi gibi üstünlükleri mevcuttur. Sürücü devre için güç kaynağı ihtiyacı duyulmaması ve rezonans frekansını takip etmesi indüksiyon ısıtıcı için önemli üstünlüklerdir. Tasarlanan prototip devre, uygulamada yaygın olmayan kendinden tetiklemeli farklı güç seviyelerine sahip indüksiyon ısıtma sistemleri için örnek teşkil etmektedir. Yapılan literatür taramasında kendinden tetiklemeli evirici ile gerçekleştirilmiş indüksiyon ısıtıcılı absorbsiyonlu soğutucu uygulaması ile karşılaşılmamıştır. Bu tip bir indüksiyon ısıtıcı, geniş denetim aralığı ihtiyacı bulunmayan farklı ısıtma uygulamalarında kullanılabilir. Bundan sonraki çalışmalarda farklı güç değerleri için absorbsiyonlu soğutucunun performansı araştırılabilir. Soğutma sisteminde kaynatıcı bölümde bulunan iç içe borulardan içteki borunun daha çok ısıtılması, sistem performansını olumlu yönde etkilemektedir. Sistemdeki iç içe bulunan demir borular yerine farklı malzemeden yapılmış borular yerleştirilerek yeni bir indüksiyonlu kaynatıcı bölüm tasarlanabilir. Böylece indüksiyon ısıtmanın temassız olarak bölgesel ısıtma gerçekleştirebilme avantajından faydalanılmış olur.

118 98 Kendinden tetiklemeli eviricide geniş güç denetimi aralığı gerçekleştirebilmek amacıyla, tetikleme devresine seri RC veya seri RL devreleri ilave edilerek, direnç değerinin değiştirilmesiyle çalışma frekansının dolayısıyla çıkış gücünün değiştirilebilmesi ile ilgili çalışmalar yapılabilir. Benzer şekilde eviricideki zener diyotlar değiştirilerek farklı çalışma frekansları elde edilebilir ve güç denetimi sağlanabilir. Yarım köprü seri rezonans eviricide kullanılan farklı güç anahtarlarının maliyete, çalışma frekansına ve sistem verimine etkisi karşılaştırılabilir. Paralel rezonanslı farklı evirici devre topolojileri ile ilgili araştırmalar yapılabilir. Tetikleme devresinin akım yerine gerilim transformatörlü tasarım çalışmaları da bu konu ile ilgili yapılabilecek araştırmalar içerisinde sıralanabilir. Tasarlanan sistem, doğru gerilim kaynağından beslendiği için özellikle güneş enerjili soğutma sistemlerinde kullanılabilecek uygun bir uygulama örneğidir.

119 99 KAYNAKLAR Agrawal, J. P., "Power Electronic Systems: Theory and Design 1 st Ed.", Prentice Hall, New Jersey, (2001). Ahmad, F. R., Omar, A. M., "The Low Power Induction Heating Using Resonant Technique", International Conference on Power Electronics and Drives Systems, (2005). Arnosky, J., "Induction Heating in the Manufacture of Electric Motors", Electrical Insulation Conference and Electrical Manufacturing & Coil Winding Conference, Cincinnati, (2001). Atavi, M. K., "Inverter Design for Maximum Power Transfer in Induction Heating", Yüksek Lisans Tezi, Orta Doğu Teknik Üniversitesi Fen Bilimler Enstitüsü, (1991). Balbozan, E., "Endüksiyon Isıtma", Yüksek Lisans Tezi, Dokuz Eylül Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, (1984). Balçık, A., "A Computer Program for the Simulation of Induction Heating", Yüksek Lisans Tezi, Dokuz Eylül Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, (1995). Başkurt, Y., " Evaluation of Resonant Tracking Inverters for Induction Heating", Yüksek Lisans Tezi, Dokuz Eylül Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, (1997). Beato, A., Bocchiola, C., Frattesi, S., "Modelling and design of the Half-Bridge Resonant Inverter for Induction Cooking Application", MED' th Mediterranean Conference on Control and Automation, Ancona 1-6 (2006). Borekci, S., Oncu, S., "Dimming Self-Oscillating Ballast by Variable Inductor", Electronics Letters, 43(14): (2007). Börekci, S., Öncü, S., "Akım Beslemeli Kendinden Tetiklemeli Push Pull Eviricili Elektronik Balast Tasarımı", Gazi Üniv. Müh. Mim. Fak. Dergisi, 24(1): 1-6 (2009). Brumatti, M., Co, M. A., Simonetti, D. S. L., Vieira, J. L. F., "Single Stage Self- Oscillating HPF Electronic Ballast", IEEE Transactions on Industry Applications, 41(3): (2005). Caine, P., "Resin Applications Using Induction Heat", Electrical Insulation Conference and Electrical Manufacturing & Coil Winding Technology Conference, (2003). Chae, Y., Kwon, J., Han, S., Sung, H., "A Study on a Hybrid Induction Heating System for Laser Printer", 37 th IEEE Power Electronics Specialists Conference, Jeju, 1-6 (2006).

120 100 Chang, C., Bruning, G. W., "Self-Oscillating Electronic Ballast Analysis Using the Relay Systems Approach ", IEEE Transactions on Industry Applications, 37(1): (2001). Chang, C., Chang, J., Bruning, G., "Analysis of the Self-oscillating Series Resonant Inverter for Electronic Ballasts", Thirty-Second IAS Annual Meeting IAS' 97 Industry Applications Conference, New Orleans, (1997). Chang, C., Chang, J., Bruning, W. G., "Analysis of the Self-Oscillating Series Resonant Inverter for Electronic Ballasts", IEEE Transactions on Power Electronics, 14(3): (1999). Chatterjee, K., Ramanarayanan, V., "A Comparative Study Of Inverter Circuits For Induction Heating", International Power Engineering Conference, Nanyang Singapore, (1993). Chau, G. S. S., Ziegler, S., Iu, H. H. C., Daniyal, H., "Experimental Verification of the Linear CT Model", AUPEC '08 Australasian Universities Power Engineering Conference, 1-6 (2008). Chen, M., Chen, J., Murata, K., Nakahara, M., Harada, K., "Surge Analysis of Induction Heating Power Supply with PLL", IEEE Transactions on Power Electronics, 16(5): (2001). Cheng, C., "Design of Fuzzy Controller for Induction Heating Using DSP", 2010 the 5 th IEEE Conference on Industrial Electronics and Applications (ICIEA), Taichung, (2010). Çetin, S., "Bir Fazlı Bir İndüksiyon Isıtma Sistemi Analizi ve Dizaynı", Yüksek Lisans Tezi, Pamukkale Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, (2005). Davies, J., Simpson, P., "Induction Heating Hanbook", Mcgraw-Hill Book Company, Berkshire (UK), (1979). El-fallah, A., "Analysis and Design of Induction Heating Work Coils", Yüksek Lisans Tezi, Orta Doğu Teknik Üniversitesi Fen Bilimler Enstitüsü, (1988). Essadaoui, J., Sicard, P., Ngandui, E., Cheriti, A., "Power Inverter Control for Induction Heating by Pulse Density Modulation with Improved Power Factor", Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering, Canada, (2003). Forest, F., Laboure, E., Costa, F., Gaspard, J. Y., "Principle of a Multi Load Single Converter System for Low Power Induction Heating", IEEE Transactions on Power Electronics, 15(2): (2000). Francoeur, B., Viarouge, P., Le-Huy, H., Davat, B., "Design of a 900KHz Induction Heating Unit for Fast Thermal Treatment of a Small Steel Wire", Applied Power Electronics Conference and Exposition, (1990).

121 101 Fujita, H., Akagi, H., Sano, K., Mita, K., Leonard, R. H., "Pulse Density Modulation Based Power Control af a 4KW 400KHz Voltage-Source Invertor for Induction Heating Applications", Conference Record of the Power Conversion Conference, Yokohama (1993). Grajales, L., "Analysis and Design of a 500KHz Series Resonant Inverter for Induction Heating Applications", Doktora Tezi, Virginia Polytechnic Institute And State University, Virginia, (1995). Guo, B., Okuno, A., Iwamoto, H., Gamage, L., Koudriavtsev, O., Hiraki, E., Nakaoka, M., "Latest Electromagnetic Induction-Based Fluid-Heating Appliance Using Voltage-Source Series Loaded-Resonant Pulse-Width Modulation High- Frequency Inverter", International Journal of Electronics, 86(10): (1999). Harada, K., Sakamoto, H., "PWM Inverter Controlled by a Small Saturable Core", IEEE Transactions on Magnetics, 23(5): (1987). Hart, D. W., "Introduction to Power Electronics", Prentice Hall, USA, (1997). Heaviside, O., "The Induction of Currents in Cores", The Electrician, 149: (1884). Higashi, T., Sakamoto, H., "Power Electronics Course in Electrical Engineering Class at Teacher Training Faculty", 12 th International Power Electronics and Motion Control Conference, Portoroz, (2006a). Higashi, T., Sakamoto, H., "Simplified Induction-Heating Machine for Electrical Engineering Class in Teacher Training Faculty", 37 th IEEE Power Electronics Specialists Conference, Leju, 1-5 (2006b). Ho, J. M., Lee, M. T., "A Novel PWM Inverter Control Circuitry for Induction Heating", IEEE International Power Electronics Congress Technical Proceedings, Cuernavaca, (1996). Hsieh, J., Lin, J., "Novel Single-Stage Self-Oscillating Dimmable Electronic Ballast with High Power Factor Correction", IEEE Transactions on Industrial Electronics, 58(1): (2011). International Rectifier. (2004). IRFP250N. Jain, N., "A Zero Voltage Switching Boost Converter Using a Soft Switching Auxiliary Circuit with Reduced Conduction Losses", MSc. Thesis, Concordia University, Canada, (2000). Jung, Y., "Dual Half Bridge Series Resonant Inverter for Induction Heating Appliance with Two Loads", Electronics Letters, 35(16): (1999).

122 102 Kamli, M., Yamamoto, S., Abe, M., "A KHz Half-Bridge Inverter for Induction Heating Applications", IEEE Transactions on Industrial Electronics, 43(1): (1996). Karabudak, H., "A Microprocessor Based Fuzzy Controller for an Induction Heating System", Yüksek Lisans Tezi, Orta Doğu Teknik Üniversitesi Fen Bilimler Enstitüsü, (1995). Kassakian, J. G., Schlecht, M. F., Verghese, C. G., "Principles of Power Electronics", Addison Wesley Publishing Company, USA, (1991). Kazimierczuk, M. K., Czarkowski, D., "Resonant Power Converters", John Wiley & Sons Inc., Canada, (1995). Kenada, M., Hishikawa, S., Tanaka, T., Guo, B., Nakaoka, M., "Innovative Electromagnetic Induction Eddy Current-Based Dual Packs Heater Using Voltage- Fed High-Frequency PWM Resonant Inverter for Continuous Fluid Processing in Pipeline", The 25 th Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society Proceedings, San Jose CA, (1999). Khan, I., Naylor, E., Tapson, J., "Optimised Control for High Frequency Induction Heating Power Sources", PEDS International Conference on Power Electronics and Drives Systems, (2005). Kifune, H., Hatanaka, Y., " Resonant Frequency Tracking Control by Using One CT for High Frequency Inverter", EPE '09 13 th European Conference on Power Electronics and Applications, 1-7 (2009). King, D. C., "Toroidal Coil Winding & Construction Techniques", Electrical Insulation Conference and Electrical Manufacturing Expo, Indianapolis, (2005). Koertzen, H. W., Van Wyk, J. D., Ferreira, J. A., "Design of the Half Bridge Series Resonant Converter for Induction Cooking", IEEE Power Electronics Specialists Conference, Atlanta, (1995). Kondrath, N., Kazimierczuk, M. K., "Bandwidth of Current Transformers", IEEE Transactions on Instrumentation and Measurement, 58(6): (2009). Kubota, S., "A Novel ZCS High Frequency Power Supply for Induction Heating", 29 th Annual IEEE Power Electronics Specialists Conference, Fukuoka, (1998). Kubota, S., Sato, M., Ito, F., Ogawa, N., Shimaoka, Y., Taniguchi, N., "PWM Parallel Resonant Inverter Designed For Marine Diesel Emission Control System", IEEE International Symposium on Industrial Electronics, Montreal Que, (2006).

123 103 Kurose, Y., Hiraki, E., Fukui, A., Nakaoka, M., "Phase Shifted ZVS-PWM High Frequency Load Resonant Inverter for Induction Heated Foam Metal Type Dual Packs Fluid Heater", The 29 th Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society, (2003). Kwon, Y., Yoo, S., Hyun, D., "Half Bridge Series Resonant Inverter for Induction Heating Applications with Load-Adaptive PFM Control Strategy", Applied Power Electronics Conference and Exposition, Dallas, (1999). Leisten, J. M., Hobson, L., "Parallel Resonant Power Supply for Induction Cooking Using a GTO", Fourth International Conference on Power Electronics and Variable-Speed Drives, London, (1990). Lin, R., Chen, Y., Chen, Y. Y., "Design Consideration of Self-oscillating Full-bridge Electronic Ballast for Metal Halide Lamp at 2.65MHz Operating Frequency", Energy Conversion Congress and Exposition Atlanta, (2010). Liu, K.-H., Lee, F. C. Y., "Zero-Voltage Switching Technique in DC/DC Converters ", IEEE Transactions on Power Electronics, 5(3): (1990). Llorente, S., Monterde, F., Burdio, J. M., Acero, J., "A Comparative Study of Resonant Inverter Topologies Used in Induction Cookers", IEEE Applied Power Electronics Conference and Expositions, Dallas TX, (2002). Lopes, d. P., da Silva, M. F., Pinto, R. A., do Prado, R. N., Seidel, A. R., "Universal Input Voltage Self-Oscillating Electronic Ballast with Feedforward Control", IAS 2009 IEEE Industry Applications Society Annual Meeting, Houston, 1-5 (2009). Makky, A.-R. A. M., Abo-Zied, H., Abdelbar, F. N., Mutschler, P., "Design of the Instrument CT for High Frequency High Power Appliations", MEPCON th International Middle-East Power System Conference, (2008). Millan, I., Burdiio, J. M., Acero, J., Lucia, O., Palacios, D., "Resonant Inverter Topologies for three Concentric Planar Windings Applied to Domestic Induction Heating", Electronics Letters, 46(17): (2010). Millan, I., Puyal, D., Burdio, J. M., Acero, J., Llorente, S., "Resonant Inverter Topology for All-Metal Domestic Induction Heating", IEEE International Symposium on Industrial Electronics, Vigo, (2007a). Millan, I., Puyal, D., Burdio, J. M., Bemal, C., Acero, J., "Improved Performance of Half-Bridge Series Resonant Inverter for Induction Heating with Discontinuous Mode Control", IEEE Applied Power Electronics Conference, Anaheim CA, (2007b). Muraro, T. R., de Paiva, R. C. D., do Prado, R. N., "Push-Pull Self-Oscillating Electronic Ballast for Battery Application", Fourtieth IAS Annual Meeting Industry Applications Conference, (2005).

124 104 Namadmalan, A., Abdi, B., Moghani, J. S., "Current-Fed Parallel Resonant Push-Pull Inverter with Coil Flux Control for Induction Heating Applications", Power Electronic & Drive Systems & Technologies Conference (PEDSTC), Tehran, (2010). Nerone, L. R., "A Mathematical Model of the Class D Converter for Compact Fluorescent Ballasts ", IEEE Transactions on Power Electronics, 10(6): (1995). Nishida, T., Moisseev, S., Hiraki, E., Nakaoka, M., "Duty Cycle Controlled Soft Commutation High Frequency Inverter for Consumer Induction Cooker and Steamer", The 29 th Annual Conference of the IEEE Industrial Electronics Society, 2: (2003). Omori, H., Nakaoka, M., "New Single Ended Resonant Inverter Circuit and System for Induction Heating Cooking Apparatus", International Journal of Electronics, 67(2): (1989). Öncü, S., "Bir Fazlı Yüksek Verimli Ev Tipi Bir İndüksiyon Isıtma Sistemi", Yüksek Lisans Tezi, Pamukkale Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, (2005). Özbaş, E., "Yayınımlı Soğurmalı Soğutma Sistemi Tasarımı, İmali, Deneysel ve Teorik Analizi ile Performans İyileştirilmesi", Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, (2009). Park, N., Lee, D., Hyun, D., "A Power-Control Scheme with Constant Switching Frequency in Class-D Inverter for Induction-Heating Jar Application", IEEE Transactions on Industrial Electronics, 54(3): (2007). Philips. (1999). TN23/14/7. Polsripim, A., Chudjuarjeen, S., Sangswang, A., Ayudhya, P. N. N., Koompai, C., "A Soft Switching Class D Current Source Inverter for Induction Heating with Ferromagnetic Load", International Conference on Power Electronics and Drive Systems, Taipei, (2009). Ponce, M., Mateos, R., Flores, E., Balderrama, D., Claudio, A., "Driver for 2.5 MHz Self-Oscillating Electronic Ballast Designed with Descriptive Function", PESC 2008 IEEE Power Electronics Specialists Conference Rhodes, (2008). Pop, O., Taut, A., "Analysis and Simulation of Power Inverter with Load Variation for Induction Heating Applications", 33 rd Int. Spring Seminar on Electronics Technology, Warsaw (2010). Rashid, M. H., "Power Electronics Circuit Devices and Applications 2 nd Prentice Hall, New Jersey, (1993). Ed.", Rudnev, V., Loveless, D., Cook, R., Black, M., "Handbook of Induction Heating 2 nd ed.", Marcel Dekker, Basel, (2003).

125 105 Sakamoto, H., Harada, H., Matsuda, Y., "Self Oscillated PWM Converter with Impulse Resonant Soft-Switching", The 25th International Telecommunications Energy Conference, (2003). Sakamoto, H., Harada, K., Kang, C. H., Matsuda, Y., Kim, H. J., "A Self Oscillated Half Bridge Converter Using Impulse Resonant Soft-Switching", 24 th Annual International Telecommunications Energy Conference, (2002). Sanajit, N., Jangwanitlert, A., "A Fixed Frequency PWM Induction Shower Using the Duty Cycle", IEEE ICSET, Sri Lanka, (2010). Saoudi, M., Puyal, D., Bernal, C., Antón, D., Mediano, A., "Induction Cooking Systems with Single Switch Inverter Using New Driving Techniques", 2010 IEEE International Symposium on Industrial Electronics (ISIE), Bari, (2010). Sazak, B. S., "Design of 500W Resonant Induction Heater", Pamukkale Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Mühendislik Bilimleri Dergisi, 5(1): (1999). Sazak, B. S., Cetin, S., Oncu, S., "A Simplified Procedure for the Optimal Design of Induction Cooking Appliances", International Journal of Electronics, 94(3): (2007). Seidel, A. R., Bisogno, F. E., Pinheiro, H., Prado, R. N., "Self-Oscillating Dimmable Electronic Ballast", IEEE Transactions on Industrial Electronics, 50(6): (2003). Steigerwald, R. L., " A Comparision of Half Bridge Converter Topologies", IEEE Transactions on Power Electronics, 3(2): (1988). Tanaka, H., Kaneda, M., Chandhaket, S., Aubdallah, M., Nakaoka, M., Uchida, N., Ueno, T., "Eddy Current Dual Packs Heater Based Continuous Pipeline Fluid Heating Using Soft Switching PWM High Frequency Inverter", IEEE International Symposium on Industrial Electronics, Cholula Puebla, (2000). Tanaka, T., "New Induction Cooking Range for Heating Any Kind of Metal Vessels", IEEE Transaction on Consumer Electronics, 35(3): (1989). Taut, A., Pop, O., Lungu, S., "Power Transformers Model Used for Inverters Simulations", 2010 IEEE 16 th International Symposium for Design and Technology in Electronic Packaging, Pitesti (2010). Tipsuwanporn, V., Intajag, S., Charean, A., Sawaengsinkasikit, W., "Adjustable Frequency Control Using BRM for Induction Heating", Xi'an (2004). Tudbury, C. A., "Electromagnetics in Induction Heating", IEEE Transaction on Magnetics, 10(3): (1974).

126 106 Wang, Y., "Study of Induction Heating Power Supply Based on Fuzzy Controller", 4 th IEEE Conference on Industrial Electronics and Applications, Xi'an, (2009). Wenxu, Y., Zhicheng, J., Xianling, L., "Power Control for Induction Heating by Asymmetrical Pulse Density Modulation", ST IEEE Conference on Industrial Electronics and Applications, Singapore, 1-5 (2006). Wheeler, H. A., "Formulas for the Skin Effect", Proceedings of the IRE 30(9): (1942). White, W. C., "Early History of Industrial Electronics", Proceedings of the IRE, 50(5): (1962). Williams, K. L., "Fundamentals of Current Transformer", Electrical Electronics Insulation Conference, (1995). Xiao, Q., Zhao, J., Wang, M., "Research on Frequency Tracking Capacitive PWM of Induction Heating Power Supply", 2010 International Conference on Challenges in Environmental Science and Computer Engineering, Wuhan, (2010). Yıldız, N., "Hibrid Kaynaktan Beslenebilen İndüksiyonla Su ve Bina Isıtma Sisteminin Tasarımı ve Performans Analizi", Doktora Tezi, Ege Üniversitesi Fen Bilimler Enstitüsü, (2005).

127 107 EKLER.

128 108 EK-1. Bazı Malzemelerin Özdirenç Değerleri Elektriksel Elektriksel Malzeme Malzeme Özdirenç Özdirenç (Oda sıcaklığında) (Oda sıcaklığında) (μωm) (μωm) Gümüş 0,015 Paslanmaz çelik 0,7 Bakır 0,017 Kurşun 0,21 Altın 0,024 Titanyum 0,42 Alüminyum 0,027 Grafit Tungsten 0,054 Tahta Çinko 0,059 Cam Nikel 0,068 Mika Kobalt 0,09 Teflon >10 19 Yumuşak çelik 0,16 Nikel Krom 1

129 EK-2. 40, 45 ve 50 Sarım Akım Transformatörleri ve Ölçüm Direnci 109