ROTORU NÜVELİ, EKSENEL VE RADYAL AKILI, KALICI MIKNATISLI YENİ BİR JENERATÖR TASARIMI. Umut DÖNER

Transkript

1

2 ROTORU NÜVELİ, EKSENEL VE RADYAL AKILI, KALICI MIKNATISLI YENİ BİR JENERATÖR TASARIMI Umut DÖNER YÜKSEK LİSANS TEZİ ELEKTRİK-ELEKTRONİK MÜHENDİSLİĞİ ANABİLİM DALI GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ HAZİRAN 2016

3 Umut DÖNER tarafından hazırlanan ROTORU NÜVELİ, EKSENEL VE RADYAL AKILI, KALICI MIKNATISLI YENİ BİR JENERATÖR TASARIMI adlı tez çalışması aşağıdaki jüri tarafından OY BİRLİĞİ ile Gazi Üniversitesi Elektrik-Elektronik Mühendisliği Anabilim Dalında YÜKSEK LİSANS TEZİ olarak kabul edilmiştir. Danışman: Prof. Dr. Erol KURT Elektrik-Elektronik Mühendisliği, Gazi Üniversitesi Bu tezin, kapsam ve kalite olarak Yüksek Lisans Tezi olduğunu onaylıyorum... Başkan : Prof. Dr. Güngör BAL Elektrik-Elektronik Mühendisliği, Gazi Üniversitesi Bu tezin, kapsam ve kalite olarak Yüksek Lisans Tezi olduğunu onaylıyorum... Üye : Prof. Dr. Haldun GÖKTAŞ Elektrik-Elektronik Mühendisliği, Yıldırım Beyazıt Üniversitesi Bu tezin, kapsam ve kalite olarak Yüksek Lisans Tezi olduğunu onaylıyorum... Tez Savunma Tarihi: 20/06/2016 Jüri tarafından kabul edilen bu tezin Yüksek Lisans Tezi olması için gerekli şartları yerine getirdiğini onaylıyorum... Prof. Dr. Hadi GÖKÇEN Fen Bilimleri Enstitüsü Müdürü

4 ETİK BEYAN Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Tez Yazım Kurallarına uygun olarak hazırladığım bu tez çalışmasında; Tez içinde sunduğum verileri, bilgileri ve dokümanları akademik ve etik kurallar çerçevesinde elde ettiğimi, Tüm bilgi, belge, değerlendirme ve sonuçları bilimsel etik ve ahlak kurallarına uygun olarak sunduğumu, Tez çalışmasında yararlandığım eserlerin tümüne uygun atıfta bulunarak kaynak gösterdiğimi, Kullanılan verilerde herhangi bir değişiklik yapmadığımı, Bu tezde sunduğum çalışmanın özgün olduğunu, bildirir, aksi bir durumda aleyhime doğabilecek tüm hak kayıplarını kabullendiğimi beyan ederim. Umut DÖNER 20/06/2016

5 iv ROTORU NÜVELİ, EKSENEL VE RADYAL AKILI, KALICI MIKNATISLI YENİ BİR JENERATÖR TASARIMI (Yüksek Lisans Tezi) Umut DÖNER GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ Haziran 2016 ÖZET Yerli ve yenilikçi jeneratör tasarım ve uygulaması, hangi birincil enerji kaynağı kullanılırsa kullanılsın enerji çevrim alanında kritik öneme sahiptir. Çünkü jeneratörler gerek fosil yakıtlardan, gerekse de yenilenebilir enerji kaynaklarından elde edilen mekanik etkiyi elektrik enerjisine dönüştüren bir sistemdir. Jeneratör teknolojilerinde harici uyartım olarak çeşitli akım kaynakları ve kalıcı mıknatıslar kullanılabilmekte ve kalıcı mıknatıslı jeneratörler radyal, eksenel ve transvers akılı modellenebilmektedir. Kalıcı mıknatıslı jeneratörler yüksek güç yoğunluğu ve manyetik topolojilerinin çeşitlendirilebilir olması sebebiyle, yenilenebilir kaynaklarda, yerel üretimde, akıllı şebeke uygulamalarında uygulama alanı bulabilmektedir. Bu çalışmada eksenel ve radyal akılı, rotoru üzerinde ard nüve bulunan, 3 fazlı, çok kutuplu jeneratör tasarımı üzerinde elektromanyetik modelleme yapılmıştır. Bu modelleme ilk olarak manyetostatik akılar, akı yoğunlukları ve hava aralığı akısı benzetimlerini içermekte ve sonra bu sonuçlar manyetodinamik analizlerle d/d aralığında gerilim, akım, güç ve elektriksel verim çalışmalarıyla genelleştirilmektedir. Sonuçlara göre tasarlanmış jeneratör 1000 d/d anma hızında 3,4 kw güç, 240 V gerilim ve 4,8 A faz akımı üretebilmekte ve % 96 nın üzerinde verime sahiptir. Bilim Kodu : Anahtar Kelimeler : Eksenel akı, radyal akı, kalıcı mıknatıs, jeneratör, ard nüve, elektromanyetik analiz Sayfa Adedi : 107 Danışman : Prof. Dr. Erol KURT

6 v THE DESIGN OF A NEW PERMANENT MAGNET AXIAL AND RADIAL FLUX GENERATOR WITH ROTOR BACK-IRONS (M. Sc. Thesis) Umut DÖNER GAZİ UNIVERSITY GRADUATE SCHOOL OF NATURAL AND APPLIED SCIENCES June 2016 ABSTRACT The native design and implementation of innovative generators are of vital importance in energy conversion no matter which independent primary energy source is used. It is because generators are systems which can convert mechanical effects to electricity by varying both fossil fuels and renewable energy sources. In generator technology, both external and various current sources and permanent magnets (PM) can be used and those can be modelled as radial, axial and transverse. Due to high power density and diversities in magnetic topology, they find place in renewable energy sources in both local and smart grid applications. In this study, a new generator design has been implemented by electromagnetic modelling. The machine has both radial and axial flux directions and has a back iron on its rotor discs. It is a 3-phase and multipole machine. The model initially includes the magnetostatic fluxes, flux densities and air gap flux simulations, and then the results are generalized in the magnetodynamic analyses by applying voltage, current, power and electrical efficiency studies in the frame of rpm. According to the results, the designed generator can generate 3,4 kw power, 240 V amplitude and 4,8 A phase current and can have above 96 % efficiency at rated speed 1000 rpm. Science Code : Key Words : Axial flux, radial flux, permanent magnet, generator, back-iron, electromagnetic analysis Page Number : 107 Supervisor : Prof. Dr. Erol KURT

7 vi TEŞEKKÜR Modern dünyanın hayat standartlarına katkılar sağlayacağı açık olan bir konuda yüksek lisans tezi yapmama imkan sağlayıp yardımlarını esirgemeyen ve sabırla beni destekleyen değerli danışman hocam Prof. Dr. Erol KURT a, çalışmalarımda deneyimleriyle yardımcı olan Yard. Doç. Dr. Halil GÖR e, hayatımın her döneminde olduğu gibi yüksek lisans yapmamda da her türlü fedarkarlığı yapıp bana destek olan eşim Seval DÖNER e ve ileride gurur duyacağım kızım Su Helen DÖNER e, bugüne kadar yetişmemde büyük emeği geçen özellikle maddi ve manevi desteklerini esirgemeyen babam Hüsnü DÖNER e, annem Aynur DÖNER e, kardeşim Zeynep DÖNER e teşekkür ederim.

8 vii İÇİNDEKİLER Sayfa ÖZET... ABSTRACT... TEŞEKKÜR... iv v vi İÇİNDEKİLER... vii ÇİZELGELERİN LİSTESİ... ŞEKİLLERİN LİSTESİ... SİMGELER VE KISALTMALAR... x xi xv 1. GİRİŞ EKSENEL AKILI KALICI MIKNATISLI JENERATÖRLERİN ÖZELLİKLERİ Kalıcı Mıknatıslı, Radyal Akılı ve Eksenel Akılı Makinelerin Karşılaştırılması Eksenel Akılı Kalıcı Mıknatıslı Makinelerde Analiz Yöntemleri Eksenel Akılı Makine Senkron Makine Hızı Eksenel Akılı Kalıcı Mıknatıslı Makinelerde Sarımlar Trapezoidal ve rhomboidal sargı Konsantre ve dağıtık sargı Davul ve halka sargı Eksenel Akılı Kalıcı Mıknatıslı Makine Topolojileri Tek statorlu tek rotorlu makine Çift statorlu tek rotorlu makine Tek statorlu çift rotorlu makine Çoklu rotor ve çoklu statorlu makine Eksenel Akılı Makinelerde Yüksüz Durum Torku JENERATÖRLERİN TEORİK ALT YAPISI... 35

9 viii Sayfa 3.1. Maxwell Denklemleri Gauss Kanunu Manyetik alanlar için Gauss Kanunu Faraday Kanunu Maxwell eklentisi ile Amper Yasası Jeneratör Verimi ve Kayıplar Bakır kaybı Histerezis kaybı Kenar akımı kaybı Aşırı kayıplar Mekanik kayıp Verim hesabı JENERATÖRÜN TASARIMI Jeneratör Geometrisinin Oluşturulması Jeneratörün Manyetik Devresi Jeneratörün Elektriksel Devresi Ansys Maxwell Yazılımı ile Çözüm JENERATÖRÜN MANYETOSTATİK ÇÖZÜMÜ Manyetik Akı Yoğunluğu Yüksüz Durum Torku JENERATÖRÜN MANYETODİNAMİK ÇÖZÜMÜ Jeneratörün Yüklenme Durumları Jeneratörün Yüksüz Çalıştırılması Jeneratörün Elektriksel Kayıpları Nüve kayıpları Bakır kayıpları... 90

10 ix Sayfa 7. SONUÇ VE ÖNERİLER KAYNAKLAR ÖZGEÇMİŞ

11 x ÇİZELGELERİN LİSTESİ Çizelge Sayfa Çizelge 3.1. Değişken manyetik alanda Maxwell denklemleri Çizelge 3.2. Statik manyetik alanda Maxwell denklemleri Çizelge 6.1. Rotor hızı ve yüke göre bakır ve nüve kayıpları Çizelge 6.2. Jeneratöre ait tasarım parametreleri tablosu... 97

12 xi ŞEKİLLERİN LİSTESİ Şekil Sayfa Şekil 2.1. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine 3 boyutlu gösterim... 9 Şekil 2.2. Radyal akılı kalıcı mıknatıslı makine 3 boyutlu gösterim... 9 Şekil 2.3. Transvers akılı kalıcı mıknatıslı makine 3 boyutlu gösterim... 9 Şekil 2.4. Radyal akılı kalıcı mıknatıslı makinede dönme eksenine göre akı yönü Şekil 2.5. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makinede dönme eksenine göre akı yönü Şekil 2.6. Trapezoidal ve rhomboidal sargı Şekil 2.7. (a) Konsantre sargının gösterimi (b) Dağıtık sargının gösterimi Şekil 2.8. (a) Davul sargı gösterimi (b) Halka sargı gösterimi Şekil 2.9. (a) 2 katmanlı konsantre sargı (b) 3 katmanlı konsantre sargı Şekil Eksenel akılı makinelerin sınıflandırılması Şekil Tek statorlu tek rotorlu eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine Şekil Çift statorlu tek rotorlu eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine Şekil Mıknatısları yüzeye monteli statoru oluklu çift statorlu tek rotorlu makine akı yolu Şekil Gömülü kalıcı mıknatıslı statoru oluklu çift statorlu tek rotorlu makine akı yolu Şekil Rotor diski manyetik olmayan malzemeden yapılmış kalıcı mıknatıslı, oluklu, çift stator tek rotorlu makine için akı yolu Şekil Statoru oluksuz çift statorlu tek rotorlu makine akı yolu Şekil Oluksuz çift statorlu tek rotorlu torus makine Şekil Tek statorlu çift rotorlu eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine Şekil NN mıknatıs düzeninde statoru oluklu tek statorlu çift rotorlu eksenel akılı makineye ait akı yolu Şekil NS mıknatıs düzeninde statoru oluklu tek statorlu çift rotorlu eksenel akılı makineye ait akı yolu Şekil NN polariteli torus makine Şekil NS polariteli torus makine... 29

13 xii Şekil Sayfa Şekil Oluksuz statorlu torus makine Şekil Oluksuz statorlu torus makine akı yolu Şekil Çoklu statorlu çoklu rotorlu makine Şekil Yüksüz durum torkunun açısal değişimi (a) Yüksüz durum torkunun kararlı olmadığı durum (b) Yüksüz durum torkunun maksimum olduğu durum (c) Yüksüz durum torkunun sıfır olduğu durum (d) Yüksüz durum torkunun kararlı olmadığı durum Şekil (a) Stator oluklarının kaydırılması (b) Mıknatıslardaki hibrit kaykılama Şekil 3.1. Histerezis kaybı enerji değişimi Şekil 4.1. (a) Birleştirilmiş model (b) Bileşenlere ait görünüm Şekil 4.2. Jeneratörün kesit görüntüsü Şekil 4.3. Ard nüve boyutları Şekil 4.4. Mıknatısların rotor üzerinde kutup dizilimi Şekil 4.5. (a) Jeneratöre ait nüve yapısı (b) Nüve boyutlarının değiştirilmesi Şekil 4.6. Ard nüve ve nüve malzemelerine ait B-H eğrisi Şekil Bobin ve 2.Bobin in boyutları Şekil 4.8. (a) Jeneratörlere ait akı yolu (b) Jeneratöre ait manyetik devre Şekil 4.9. (a) Seri bağlı bobin bağlantıs (b) Jeneratörde bobin yerleşimi Şekil Jeneratörün bir fazına ait elektriksel devre Şekil Ansys Maxwell yazılımına ait akış şeması Şekil Tetrahedron yapısı Şekil Jeneratöre ait ağ yapısı Şekil Ansys Maxwell yazılımı ile oluşturulan örnek grafik Şekil 5.1. Jeneratörün manyetik akı yoğunluğu Şekil 5.2. Akı yolundaki manyetik akı yoğunluğu Şekil Ard Nüve üzerindeki manyetik akı Şekil Ard Nüve üzerindeki manyetik akı... 69

14 xiii Şekil Sayfa Şekil 5.5. Tek bir nüvenin göz önüne alınması durumunda yüksüz durum torku Şekil 5.6. Tüm nüvelerin göz önüne alınması durumunda yüksüz durum torku Şekil 6.1. Jeneratörün harici devre modeli Şekil d/d hız ve 10 ohm yük durumunda bobin ve yük üzerindeki faz gerilimi Şekil d/d hız ve 10 ohm yük için faz gerilimi Şekil d/d hız ve 10 ohm yük için faz akımı Şekil d/d hız ve 40 ohm yük durumunda bobin ve yük üzerindeki faz gerilimi Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz gerilimi Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz akımı Şekil d/d hız ve 10 ohm yük durumunda bobin ve yük üzerindeki faz gerilimi Şekil d/d hız ve 10 ohm yük için faz gerilimi Şekil d/d hız ve 10 ohm yük için faz akımı Şekil d/d hız ve 40 ohm yük durumunda bobin ve yük üzerindeki faz gerilimi Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz gerilimi Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz akımı Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz gerilimi Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz akımı Şekil Omik yük ve hıza göre etkin faz gerilimi Şekil Omik yük ve hıza göre etkin faz akımı Şekil Omik yük ve hıza göre jeneratör gücünün değişimi Şekil d/d hızda akıma göre gerilim ve güç değişimi Şekil d/d hızda akıma göre gerilim ve güç değişimi Şekil d/d rotor hızında yüksüz durum manyetik akısı Şekil d/d rotor hızında yüksüz durum manyetik akısı... 82

15 xiv Şekil Sayfa Şekil d/d hız ve yüksüz durumda faz gerilimi Şekil d/d hız ve yüksüz durumda faz gerilimi Şekil d/d hız ve yüksüz durumda 3 faza ait akım Şekil d/d hız ve yüksüz durumda 3 faza ait akım Şekil d/d hız ve 10 ohm yükte nüve kaybı Şekil d/d hız ve 30 ohm yükte nüve kaybı Şekil d/d hız ve 70 ohm yükte nüve kaybı Şekil d/d ve yüksüz durumda nüve kaybı Şekil d/d hız ve 10 ohm yükte nüve kaybı Şekil d/d hız ve 30 ohm yükte nüve kaybı Şekil d/d hız ve 70 ohm yükte nüve kaybı Şekil d/d hız ve yüksüz durumda nüve kaybı Şekil Nüve kayıplarının yük ve hıza göre yaklaşık değişimi Şekil d/d hız ve 10 ohm yükte bakır kaybı Şekil d/d hız ve 30 ohm yükte bakır kaybı Şekil d/d hız ve 70 ohm yükte bakır kaybı Şekil d/d hız ve yüksüz durumda bakır kaybı Şekil d/d hız ve 30 ohm yükte bakır kaybı Şekil d/d hız ve 10 ohm yükte bakır kaybı Şekil Bakır kayıplarının yük ve hıza göre yaklaşık değişimi Şekil d/d hız ve 50 ohm yük durumunda bakır ve nüve kaybı Şekil Toplam kaybın yük ve hıza göre değişimi Şekil Yük ve hıza göre verim... 96

16 xv SİMGELER VE KISALTMALAR Bu çalışmada kullanılmış simgeler ve kısaltmalar, açıklamaları ile birlikte aşağıda sunulmuştur. Simgel er Açıklamalar a a r B B B b B c Paralel kol sayısı Birim yön vektörü Manyetik akı yoğunluğu (T) Manyetik akı yoğunluğu vektörü (T) Ard nüvede oluşan manyetik akı yoğunluğu (T) Nüve manyetik akı yoğunluğu (T) B max Maksimum manyetik akı yoğunluğu (T) B mkn Mıknatıs manyetik akı yoğunluğu (T) B r Kalıcı manyetik akı yoğunluğu (T) B rm Mıknatıs kalıcı manyetik akı yoğunluğu (T) Bt () d d i D Zamana bağlı manyetik akı yoğunluğu (T) Lamine levha kalınlığı (m) İletken çapı (m) Endüvi çapı (gereken ölçü birimi) D Elektrik akı yoğunluğu vektörü (C/m 2 ) D Rulman iç çapı (m) bearing e İndüklenen elektromotor kuvvet (V) e (t) Zamana bağlı emk (V) E Elektrik alan şiddeti (V/m) E Elektrik alan şiddeti vektörü (V/m) E m Hareketsel elektrik alan şiddeti vektörü (V/m) f Frekans (Hz)

17 xvi Simgel er Açıklamalar F F F m H H H b H c H g H m I I d Rulman yükü (N) Kuvvet vektörü (N) Elektromanyetik kuvvet vektörü (N) Manyetik alan şiddeti (A/m) Manyetik alan şiddeti vektörü (A/m) Ard nüvede oluşan manyetik alan şiddeti (A/m) Nüvede oluşan manyetik alan şiddeti (A/m) Hava aralığı manyetik alan şiddeti (A/m) Mıknatıs manyetik alan şiddeti (A/m) İletim akımı, devre üzerindeki akım (A) Yerdeğiştirme akımı (A) I enc Kapalı döngüde çevrelenen net akım (A) I Etkin faz akımı (A) ph i (t) Zamana bağlı akım (A) J Akım yoğunluğu vektörü (A/m 2 ) J d Yerdeğiştirme akım yoğunluğu vektörü (A/m 2 ) k Üstel sabit k Cu Bakır özgül direnci sıcaklık sabiti (3, / C) k Kenar akımı kaybı sabiti eddy k exc Aşırı kayıp sabiti k Histerezis sabiti Hy l l l b Uzunluk (m) Uzunluk vektörü (m) Ard nüve kalınlığı (m) l bobin Bobin boyu (m) l c Nüve boyu (m)

18 xvii Simgel er Açıklamalar l cu Bakır sargı toplam uzunluğu (m) l g l m L m n N p Hava aralığı (m) Mıknatıs kalınlığı (m) Bobin indüktansı (H) Faz sayısı Senkron makine hızı (d/d) Bobin sarım sayısı Çift kutup sayısı p Birim hacimde demir kaybı (W/m 3 ) fe, v P P cu Güç (W) Bakır kaybı (W) P Kenar akımı kaybı (W) eddy P exc Aşırı kayıplar (W) P fe Demir kaybı (W) P Histerezis kaybı (W) Hy P m Mekanik kayıp (W) P Rulman sürtünme kaybı (W),bearing Q Noktasal yük (C) Q enc Bir yüzeyin çevrelediği toplam yük (C) R R a Noktasal yükler arası mesafe (m) Stator direnci (ohm) R Fazdaki da direnç (ohm) ph, DC R Faz direnci (ohm) ph R Yük direnci (ohm) yük S Kesit alanı (m 2 ) S Alan vektörü (m 2 ) S b Ard nüve kesit alanı (m 2 )

19 xviii Simgel er Açıklamalar S bobin Bobin kesit alanı (m 2 ) S c Nüve kesit alanı (m 2 ) S Cu Bakır telin kesit alanı (m 2 ) S Hava aralığı kesit alanı (m 2 ) g S m Mıknatıs kesit alanı (m 2 ) t T u v () L t v R( t ) Zaman (s) Bobinin ortalama sıcaklığı ( C) Birim hız vektörü Bobinde reaktansındaki gerilim düşümü (V) Bobin direnci üzerindeki gerilim düşümü (V) v () yük t Yük üzerindeki gerilim (V) V Potansiyel (V), hacim (m 3 ) w 1 w 2 Birim hacimde depolanan enerji (J) Birim hacimde tersinen enerji (J) W Toplam histerezis enerjisi (J) Hy X a Z a Bobin reaktansı (ohm) Stator empedansı (ohm) 0 Dielektrik sabiti (8, F/m) Verim Rotor açısı (rad) m Mekanik açı (rad) Manyetik geçirgenlik 0 f r Boşluğun manyetik geçirgenliği ( H/m) Sürtünme sabiti Bağıl manyetik geçirgenlik katsayısı

20 xix Simgel er Açıklamalar rb Ard nüve bağıl manyetik geçirgenlik katsayısı rc Nüvenin bağıl manyetik geçirgenlik katsayısı rm Mıknatıs bağıl manyetik geçirgenlik katsayısı İletken öz direnci (ohm.m) L Çizgisel yük yoğunluğu (C/m) S Yüzeysel yük yoğunluğu (C/m 2 ) V Hacimsel yük yoğunluğu (C/m 3 ) Elektriksel iletkenlik (S/m) Cu 20 C de bakırın elektriksel iletkenliği (S/m) Kutup adımı (gereken ölçü birimi) Yüksüz durum torku (Nm) cog Manyetik akı (Wb) g Hava aralığı manyetik akısı (Wb) () t Zamana bağlı manyetik akı (Wb) F b c g m t d/ d Açısal hız (rad/s) Elektrik akısı (V.m) Mekanik açısal hız (rad/s) Manyetomotor kuvvet (a-t) Relüktans (A-t/m) Ard nüve relüktansı (A-t/m) Nüve relüktansı (A-t/m) Hava aralığı relüktansı (A-t/m) Mıknatıs relüktansı (A-t/m) Toplam relüktans (A-t/m) Diferansiyel operatörü Devir / dakika

21 xx Kısaltmalar Açıklamalar aa da emk MEDS mmk NdFeB Alternatif akım Doğru akım Elektromotor kuvvet Mekanik enerji depolama sistemi Manyetomotor kuvvet Neodyum Demir Boron

22 1 1. GİRİŞ Elektrik motorları ve jeneratörler, enerji üretiminde santrallerin devreye alınmasının ve işletilmesinin, sanayi ve tüketici tarafında ise imalat teknolojisinin ve günlük yaşamın vazgeçilmez unsurudur. Elektrik makinelerinin yenilikçi, ucuz, güvenilir, verimli, az bakım maliyetli, bakımı ve kullanımı kolay olacak şekilde tasarlanarak imal edilmesi piyasada yer edinebilmesi açısından da önem arz eder. Sanayide harici da uyartımlı geleneksel asenkron ya da senkron makinelerin yanısıra uyartım kaynağı olarak kalıcı mıknatıs ihtiva eden radyal akılı makineler de yüksek tork kabiliyeti, rotor sargılarının olmayışı ve dolayısıyla kayıplarının az olması nedeni ile geniş kullanım alanına sahiptir. Yüksek akı yoğunluklu kalıcı mıknatıs fiyatlarının azalması ile kalıcı mıknatıslı makine tasarımında, yüksek güç yoğunluğuna ve ayarlanabilir hava aralığına sahip olması, çok kutuplu yapının düşük hız uygulamalarında verimli özellikler göstermesi, topolojilerinin çeşitlendirilebilir olması nedeni ile eksenel akılı tasarıma da ilgi artmıştır. Yenilikçi bir ürünün üretiminin araştırılması amacı ile bu tezde özellikle kırsal alan uygulamaları ve değişken tahrik edici hızlarında jeneratör uygulamaları için düşünülmüş eksenel ve radyal akılı jeneratör tasarımı ve benzetimi gerçekleştirilmiştir. Hava aralığındaki akının dolaşım yönüne göre kalıcı mıknatıslı makineler, radyal akılı, eksenel akılı, transvers akılı olmak üzere 3 gruba ayrılabilir [1-4]. Her biri kendine özel uygulamalara bağlı olarak yapım çeşitliliğine sahiptir [1]. Eksenel akılı makinenin ilk prototipi, 1831 de M.Faraday tarafından yapılan Faraday diskidir. Disk tipi model N.Tesla patentlerinde de görülmektedir. Sert manyetik malzemenin kalitesinin zayıf olması, stator ve rotor arasındaki güçlü manyetik çekim kuvveti, lamine nüvelerde oluk açma zorluğu, lamine nüvenin yüksek maliyeti, makine montajı ve sabit hava aralığını sağlamak için gereken imalat zorlukları eksenel akılı makinenin gelişmesini engellemiştir. Bu nedenle 1837 de T.Davenport tarafından bulunan radyal akılı makine elektrik makineleri için ana konfigürasyon olmuştur. Kalıcı mıknatıs malzemesi olarak Alnico 1931 de, Baryum Ferit 1950 lerde ve nadir toprak elementi olarak NdFeB malzemesi 1983 de geliştirilmiş ve kalıcı mıknatıslı uyartım sistemi tekrar kullanılmaya ve eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine topolojileri artmaya başlamıştır [5].

23 li yıllarda eksenel akılı motorlar geliştirilmiştir ancak eksenel akılı motorlara ait teori 1974 yılında Campbell tarafından ortaya konulmuştur. Campbell tarafından teorisi ortaya konulan motor disk tipi da motordur. Motorda kalıcı mıknatıs içeren manyetik alan sistemi, elektromıknatıslı manyetik alan sisteminden farklı olarak kutuplar tamamen manyetize olduğunda harici bir güce ihtiyaç duymamaktadır. Bu durumda belirli bir güç aralığında makine toplam verimi artmaktadır [6]. Eksenel akılı makinelerin manyetik devrelerinin topolojisi kolaylıkla çeşitlendirilebildiğinden çok farklı türde makine tasarlanabilir. Eksenel akılı makineler belli bir amaç için özel bir tasarım gerektiğinde geleneksel makinelere göre daha avantajlıdır [7]. Spooner ve Chalmer tarafından oluksuz, toroidal sargılı, torus tipi, NdFeB kalıcı mıknatıslı, 3000 d/d sabit devirli, 2,5 kw gücünde eksenel akılı, 3 adet deneysel makine geliştirilmiştir. Birinci makine 11 fazlı, 22 bobinli ve bobinleri 10 sarımlı olup % 81,7 verime sahiptir. Bu makine 28 V da gerilimde 89 A çıkış üretmektedir. 9 fazlı diğer makine, 12 sarımlı 18 adet bobinden oluşur ve 34 V da 73 A çıkışlı olup % 81,3 verime sahiptir. Üçüncü makine 9 fazlı, 18 bobinli ve bobinleri 14 sarımlı olup 28 V da gerilime ve % 88,7 verime sahiptir. Üçüncü makinede her bir bobin makine ebatlarını küçültmek adına çift katman içinde bulunmakta ve yapısı nedeniyle iyi soğutma sağlamaktadır. Deneysel makineler düşük gerilim yüksek akım gerektiren da tahrik gibi uygulamalar için tasarlanmıştır. Torus tipi makinelerin dışta yer alan rotoru stator sargıları için doğal bir fan görevi gördüğünden elektriksel yüklenmeler için elverişli durumdadır [8]. Eksenel akılı makineler da jeneratör, aa jeneratör, fırçasız da motor olarak çalıştırılabilir. Eksenel akılı makineler kompakt tasarımlar için uygundur. Bu kapsamda askeri uygulamalara yönelik yardımcı güç ünitesi olarak kullanılması amacıyla Dornier Gmbh firması tarafından 8 kw, torus tipi, eksenel akılı, 12 kutuplu, 18 fazlı, 28 V da çıkışa sahip jeneratör geliştirilmiştir. Jeneratör 3300 d/d hıza, % 84 verime, 23,2 Nm torka sahiptir. Eksenel akılı disk tipi fırçasız da motor tekerlere monte edilerek elektrikli araçta (scooter) kullanılmıştır. 16 kutuplu kalıcı mıknatıslı motor iki yönlü da-da konvertör ve akım regüleli PWM invertörden oluşan IGBT kontrollü mikroişlemci ile 96 V, 12 Ah bataryadan beslenmektedir. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı da motor, 750 d/d hıza, % 84 verime sahip makinedir. Elektrikli araçta 50 km/saat hız 100 Hz frekans beslemesi ile sağlanmıştır [9].

24 3 Soderlund ve Eriksson, rüzgar türbini için 5 kw ve 10 kw gücünde, 3 fazlı, 14 kutuplu, 42 bobinli eksenel akılı kalıcı mıknatıslı jeneratör geliştirmiştir. 10 kw makinede ortalama hava aralığı akı yoğunluğu 0,34 T, 5 kw makinede 0,38 T dir. Geliştirilen kalıcı mıknatıslı jeneratörler rüzgar güç sistemleri gibi düşük hızlı uygulamalar için yeni bir model olmuştur [10]. Wallace, Lipo, Moran ve Tapia, 5 kva gücünde 500 d/d hızlı, eksenel akılı senkron jeneratör prototipi yapmıştır. Bu makinede stator kaçak indüktansını ve buna bağlı manyetik kayıpları azaltmak için bronz-alüminyum (% 90 bakır ve % 10 alüminyum) malzemeden yapılmış ferromanyetik olmayan alaşım kullanılmıştır. Jeneratörde uyartım için NdFeB kalıcı mıknatısları kullanılarak yüksek güç yoğunluğu elde edilmiştir. Jeneratör verimi yaklaşık % 96 dır ve imalatında bronz kullanılması iyi ısı dağıtımı sağlamıştır. Bronz malzeme makineye mekanik sağlamlık vermekte ve korozyon direnci de sağlamaktadır [11]. 5 kw gücünde rüzgar tahrik sistemine doğrudan bağlanabilen torus tipi kalıcı mıknatıslı, oluksuz statorlu jeneratör ve 5 kw fotovoltaik sisteminin birleştirildiği proje yapılmıştır. Çift giriş ve tek çıkışlı elektronik arayüz, iki enerji kaynağını birleştirmiştir. 5 kw gücündeki jeneratör 200 d/d anma hızına, 150 V da çıkış gerilimine ve 33 A da çıkış akımına sahip 28 kutuplu makinedir. Rotor ve stator nüve ağırlığını azaltmak için kutup sayısının artırılması yüksek güç-kütle oranı sağlamaktadır. Bu nedenle jeneratörde 28 kutup seçilmesinin nedeni 200 d/d rüzgar türbini hızı olduğu zaman 46 Hz çıkış frekansı elde etmektir [12]. Muljadi, Butterfield ve Wan, 18 kutuplu, 100 Hz çalışma frekansına (667 d/d) sahip eksenel akılı, kalıcı mıknatıslı düşük hız uygulamaları için modüler tip jeneratör geliştirmiştir. Jeneratör 58 V etkin faz geriliminde 11 A etkin stator akımına sahiptir. Bu jeneratörün tek bir modülü tek fazlı veya çok fazlı olabilmektedir. Tek modüllü yapı tek faz için kullanılmıştır. Tek fazlı jeneratörün toplam genişliği 16,5 cm dir. Daha büyük güç elde etmek için ek modüller eksenel yönde birbirine eklenebilmektedir [13]. Carrichi, Crescimbini, Honorati, Bianco ve Santini, hibrit elektrikli araçlar, gemiler ve hava araçlarında kullanılmak üzere, nüvesiz, rhomboidal sargılı, 16 kutuplu, 70 kw, 3000 d/d sabit hızlı, eksenel akılı, kalıcı mıknatıslı jeneratör geliştirmiştir. Jeneratörde sargıların iç yüzeyinden ısıyı doğrudan atmak için kullanılan su kanallarına yer açılması için bobinler çift katmanlı düzenlemeye ve rhomboidal sargılara sahiptir. Bu sayede güç kayıpları

25 4 nedeniyle oluşan ısı doğrudan atılarak tamamen kapalı makine yapısı ve yüksek yükte çalışma sağlanmaktadır [14]. Luk ve El-Hassan, 18 kva gücünde d/d hıza sahip rotorları dışta statoru içte olan ve rotorlar üzerinde ard nüve olarak adlandırılan kalıcı mıknatısların akı yolunu tamamlayan bir rotor destek demirine sahip modüler bir jeneratör üzerinde inceleme yapmıştır. Rotor diskleri üzerine bir ard nüve monte edildiğinde rotor mıknatısları tarafından oluşturulan manyetik devre, yüksek manyetik iletkenlik yolu sağlanarak ve yeni bir akı yolu oluşturularak tamamlanır. Yüksek hızda aşırı merkezcil kuvvetlerden dolayı oluşan titreşimi azaltmak ve mekanik arıza riskini minimize etmek için ard nüve lamine edilmemektedir. İndüklenen kenar akımlarından sakınmak için ard nüve kalınlığı minimumda tutulmaktadır. Ard nüve ile kaçak akı minimize edilmektedir [15]. Vito firması hibrit elektrik araçlar için U-biçimli stator bobinlerine sahip ve kalıcı mıknatısları, manyetik olmayan sert epoksiden yapılmış rotor içine gömülü eksenel akılı jeneratör geliştirmiştir. Makine, 4000 d/d rotor hızına, 400 Hz frekansa, 4500 W maksimum güce ve yüksüz durumda 419 V gerilime sahiptir [16]. Hwang ve diğerleri, eksenel akılı 10 kva gücünde, 300 d/d anma hızlı, 380 V, 24 kutuplu, 3 fazlı, 60 Hz jeneratör tasarlamış ve sonlu elemanlar analizini uygulayarak hareketsiz ve geçici durumda analizlerini gerçekleştirmiş ve tasarlanan jeneratörün deneylerle performans değerlerini test etmiştir. Tasarlanan jeneratörde hava aralığındaki manyetik akı yoğunluğu ortalama 0,446 T dir. Analize göre jeneratör gerilimi hızla birlikte doğrusal artmakta ve yük akımının etkin değeri arttıkça etkin gerilim düşmektedir [17]. Parviainen, Pyrhonen ve Kontkanen, 1,6 kw gücünde, 75 V çıkış gerilimine ve 250 d/d anma hızına, 300 mm dış çapa, 1 Nm yüksüz durum torkuna, % 82 verime sahip tek taraflı, konsantre sargılı, eksenel akılı, kalıcı mıknatıslı makine geliştirmiştir. Geliştirilen makine pilot bir rüzgar santralinde uygulanmıştır [18]. Chen, Pillay ve Khan, farklı topolojilerde kalıcı mıknatıslı, radyal ve eksenel akılı kw güç aralığındaki rüzgar jeneratörlerini tork yoğunluğu ve maliyet/tork değerlerini makine dış çapına göre karşılaştırmıştır [2].

26 5 Das ve diğerleri, taşınabilir elektronik cihazlarda kullanılan bataryalara alternatif olması amacıyla yüksek hızlı, eksenel akılı, 8 kutuplu, 3 fazlı, kalıcı mıknatıslı jeneratör geliştirmiştir. Geliştirilen jeneratör d/d ve üstü hızlara ve 1 W seviyesinde güce sahiptir. Jeneratör mikro ölçekli gaz türbinleri, sıvı akışkan kullanan türbinler, küçük içten yanmalı motorlar tarafından tahrik edilebilmektedir [19]. Locment, S ve Piriou tarafından eksenel akılı kalıcı mıknatıslı tasarımında oluklu stator malzemesi olarak çelik yerine SMC (Soft Magnetic Composite) malzeme kullanıldığı torus tipi, 7 fazlı, 6 kutuplu, 42 oluklu, NdFeB kalıcı mıknatıslı, 750 d/d anma hızına, 5,1 kw güce, 4 Nm yüksüz durum torkuna sahip makine geliştirilmiştir. Geliştirilen makinenin zıt emk sı ve yüksüz durum torku 3 boyutlu sonlu elemanlar yöntemi ile değerlendirilmiştir [20]. Eksenel akılı jeneratörün kullanıldığı durumda yer sorunu olması durumunda jeneratörün radyal boyutları kısıtlanır. Radyal uzunluğun yer problemi nedeniyle artırılamaması durumunda çoklu rotorlu-çoklu statorlu topoloji kullanılabilir. Çoklu rotor-stator yapısı tramvay gibi hafif ulaşım araçlarında kullanılabilme imkanı bulabilmektedir [21]. Anpalahan ve Lamperth, tramvay gibi hafif ulaşım araçlarında, hibrit elektrikli araçlarda, tahrik edici olarak dizel motorun kullanıldığı, eksenel akılı, kalıcı mıknatıslı, 175 kw gücünde, 3 fazlı, 12 kutuplu, % 95,5 verime ve 3000 d/d hıza sahip, sıvı soğutmalı, çoklu stator ve çoklu rotorlu, dış çapı 440 mm, eksenel uzunluğu 280 mm ve güç kaybı 8W olan eksenel akılı jeneratör prototipi geliştirmiş ve 2 boyutlu sonlu elemanlar yöntemi, analitik yöntem ve deneysel ölçümlerle analizlerini gerçekleştirmiştir [21]. 50 kw, d/d, 400 V gerilimli, eksenel akılı kalıcı mıknatıslı jeneratör tasarımı yapılmıştır. Jeneratör 20 adet 3 rotor ve 2 statorlu yapıdan oluşmaktadır. Yüksek hızlı jeneratörde merkezkaç kuvveti rotor hızının karesi ile orantılı olduğundan rotor çapı mümkün olduğu kadar küçük seçilmektedir [22]. Uzak mesafelerde kritik görevde bulunan askerlerin ve yardım işçilerinin kullanabileceği nitelikteki taşınabilir cihazların bataryalarını şarj etmek ve güç kaynağı sağlamak adına küçük güçlü bir batarya ve yakıt beslemeli elekromanyetik jeneratörden oluşan hibrit enerji kaynağının kullanılması, görevin uzaması durumunda lojistik yükü azaltıp ağırlık avantajı

27 6 sağlayacağından 1 kw gücünde, 8 adet dairesel kalıcı mıknatıslı, eksenel akılı, dairesel bobinli, 2 rotor ve arasında 1 adet statordan oluşan, hava aralığı 12 mm, anma hızı d/d, çıkış gerilimi 60 V olan jeneratör geliştirilmiştir [23]. Çoklu statorlu ve 2 rotorlu, 2 farklı şekilde kalıcı mıknatıs bulunduran anma hızı 125 d/d, bir fazda 80 V gerilim üreten, 48 bobinli, 3 fazlı, 1,5 kw gücünde eksenel akılı, kalıcı mıknatıslı makine tasarımı yapılmıştır. Tasarımı yapılan jeneratör, geometrisinden dolayı uygun soğutma sağlamakta ve düşük yüksüz durum torku değeri (0,08 knm) vermektedir [24]. Literatürde M19 nüve malzemeli, NS düzeninde dairesel mıknatıslı, stator bobinleri radyal yönde farklı uzaklıkta yerleştirilmiş, bobinleri ayrık, 100 d/d hızda 150 W güç üreten 24 bobinli 12 kutuplu jeneratör tasarımı ve elektromanyetik analizi yapılmıştır. Her bir bobin teli 0,75 mm çapa sahiptir. Bobinlerin yerleşim özelliği daha iyi soğutma sağlamakta ve yüksüz durum torkunu azaltmaktadır [25]. Niu, Liu, Ho ve Fu, özellikle rüzgar türbini sistemlerinde kullanılmak üzere eksenel akılı, kalıcı mıknatıslı makinenin motor ve jeneratör olarak çalıştırıldığı ve şebekeye doğrudan bağlı uygulama ele almıştır. Geliştirilen modelde ardışık çift rotor ve tek stator üzerinde çift sargı tipi vardır. Rotor yapıları ve stator sargıları birincil ve ikincil olarak adlandırılmıştır. Makine başlangıç anında düşük rüzgar hızlarında enerji depolama sisteminden enerji çekerek ikincil rotor dönmekte ve birincil stator sargıları motor olarak çalışarak maksimum rüzgar gücünü yakalamak için kontrol edilmektedir. Rüzgar hızı anma hızından maksimum hıza ulaştığında birincil stator sargıları jeneratör modunda çalışmaktadır. Üretilen fazla enerji bu durumda enerji depolama sisteminde kullanılmaktadır [26]. Kalıcı mıknatıslı jeneratör bir çeşit volan olan MEDS (mekanik enerji depolama sistemi) uygulamalarında kullanılmaktadır. Rüzgar türbininden enerji üretiminde, güç dalgalanması güç kalitesi üzerinde kötü etkiye sahip olduğundan MEDS kullanımı yaygınlaşmaktadır. MEDS ile jeneratörün entegre çalışmasında rüzgar türbini jeneratöründen elde edilen aa çıkış diyot doğrultucu ile da ya çevrilmekte ve da-da konvertörle kontrol edilen çıkış MEDS için kullanılmaktadır [27].

28 7 Güç yoğunluğunu artırmak için en iyi yol olan hava aralığı manyetik alanı değerini artırmak amacıyla uyartımın süperiletkenle yapıldığı eksenel akılı uygulama geliştirilmiştir. Radyal akılı süperiletkenli motor ve jeneratör uygulamaları mevcuttur ancak bu uygulamalarda jeneratörün hareket eden parçaları düşük sıcaklıkta tutulmalıdır. Eksenel akılı uygulamada uyartım yüksek sıcaklıktaki süperiletken mıknatıslarla yapılır. Mıknatıslar jeneratörün hareket etmeyen kısmına dışardan soğutucu (sıvı azot) ile beslenen bir muhafaza içine yerleştirilir, sargılar dönen kısmına kayma halkası ile yerleştirilir. Mıknatıslar darbeli akım ile manyetize edilmektedir. Modellemede hava aralığı manyetik alanı maksimum 1.8 T olmaktadır ancak 0,7 T ile sınırlı tutulmuştur. Bakır sargıların termik sınırlarından dolayı yüksek manyetize akımı verilememektedir. Süperiletkenli uygulamada fazlar arası gerilim 1500 d/d yüksüz durum için 64,2 V ölçülmüştür [28]. Literatürde 250 W güçte, 58 V çıkış gerilimine ve 1,44 A akıma sahip olan, çift rotorlu ve çift taraflı tek statorlu, 16 adet dairesel kalıcı mıknatıslı, statorunda özgün geometrik yapıda 12 adet nüve bulunan ve nüveler üzerinde 24 özdeş bobin sarılı, eksenel akılı, kalıcı mıknatıslı 3 fazlı jeneratör prototipi yapılmıştır [29]. Bu tezde söz konusu jeneratörün gücünü artırmak ve makinenin kullanılabilir hacimlerinden daha fazla yararlanmak amacıyla jeneratörün geometrik özellikleri değiştirilmiştir. Bu kapsamda jeneratör geometrisi farklı çaplarda iki adet ard nüve denilen halka şeklinde rotor nüvesinin eklenmesi ve nüve ebatının değiştirilmesi ile hava aralığının minimize edilip makine ebatı büyütülmeden bobin boyutlarının artırılması yöntemleriyle değiştirilerek yeni bir jeneratör modeli oluşturulmuştur. Jeneratör tasarımı ve jeneratöre ait zamandan bağımsız statik manyetik alanlar için manyetostatik analiz ve jeneratör rotorunun dönmesi ile zamana bağlı değişen manyetik alanlar için manyetodinamik analiz yapılarak manyetik akı yoğunluğu, yüksüz durum torku, akım, gerilim, güç, verim değerleri elde edilmiştir. Tasarlanan jeneratör 16 adet kalıcı mıknatıslı, 12 adet ayrık nüveleri üzerinde özdeş olmayan bobinlere sahip, rotoru üzerinde kalıcı mıknatısların dizilimi yönünde ard nüve yapısı içeren, 1,5 mm hava aralıklı eksenel ve radyal akılı jeneratördür. Jeneratörde 1000 d/d hız durumunda maksimum 3,4 kw güç, 240 V gerilim, 4,8 A akım ve 336 kw/m 3 güç yoğunluğu, mekanik kayıplar ihmal edildiğinde % 97 verim elde edilmektedir.

29 8

30 9 2. EKSENEL AKILI KALICI MIKNATISLI JENERATÖRLERİN ÖZELLİKLERİ Hava aralığında oluşan manyetik akının yönüne göre kalıcı mıknatıslı elektrik makineleri radyal akılı, eksenel akılı ve transvers akılı olmak üzere 3 gruba ayrılabilir. Şekil 2.1, Şekil 2.2 ve Şekil 2.3 te eksenel akılı, radyal akılı ve transvers akılı makinelere ait 3 boyutlu gösterim verilmektedir [1]. Şekil 2.1. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine 3 boyutlu gösterim [1] Şekil 2.2. Radyal akılı kalıcı mıknatıslı makine 3 boyutlu gösterim [1] Şekil 2.3. Transvers akılı kalıcı mıknatıslı makine 3 boyutlu gösterim [1]

31 10 Disk tipi makine olarak da adlandırılan eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine, kompakt yapısı, yüksek güç yoğunluğu özelliği nedeniyle silindirik radyal akılı makinelerin alternatifi olarak ilgi çekmeye başlamıştır. Eksenel akılı motorlar, özellikle elektrikli araçlar, pompalar, fanlar, valf kontrolü, santrifüj, makine gereçleri, robotlar ve endüstriyel ekipmanlar için uygun yapıdadır [5, 30]. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makineler, hibrit elektrik araçlarda, yıkama makinelerinde, hava araçlarında, kombine ısı ve güç uygulamalarında, rüzgar güç sistemlerinde, yüksek hızlı volan enerji depolama sistemlerinde, taşınabilir jeneratör setlerinde (starter/alternatör olarak) ve mili-watt seviyesinden watt seviyesine elektrik üretimi yapılabilen mikrojeneratör, gaz türbini, içten yanmalı makine, turbo-pompa ve yakıt hücrelerinden oluşan mikro-sistemlerde kullanılabilmektedir [31-33]. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makineler tek hava aralıklı veya birden fazla hava aralıklı, oluklu ya da oluksuz ve hatta nüvesiz endüvili olarak tasarlanabilmektedir. Düşük güçlü eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makineler genelde oluksuz ve yüzey mıknatıslı olmaktadır. Fiyatları düşen nadir toprak elementli yüksek enerjili kalıcı mıknatıslar, kalıcı mıknatıslı makine topolojilerinin artmasında önemli bir etkendir. İmalat açısından bakıldığında eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makineler, çift-tek taraflı, statorları oluklu-oluksuz, statoru nüvelinüvesiz, kalıcı mıknatıslı rotorları makinenin iç tarafında ya da dış tarafında ve makine genel olarak düşünüldüğünde ise tek kademeli ya da çok kademeli olarak tasarlanabilmektedir [5]. Rüzgar türbini ile üretim sistemlerinde, doğrudan tahrikli çift beslemeli (doubly-fed) asenkron jeneratör, yüksek gerilimli değişken kapasitanslı da jeneratör, süperiletken jeneratör, demir nüveli, kalıcı mıknatıslı jeneratör ve nüvesiz, kalıcı mıknatıslı jeneratör kullanılabilmektedir [4]. Rüzgar enerjisi sistemlerinde kendinden uyartımlı asenkron jeneratörler geniş kullanım alanına sahiptir. Asenkron jeneratörler sağlam yapılı ve ucuz olmasına rağmen uyartım için kapasitöre ihtiyaç duyar ve jeneratörün verimli çalışması uyartım kontrolü gerektirir. NdFeB malzemesi ile kalıcı mıknatıslı jeneratör özellikle rüzgar enerjisi sistemleri için geliştirilmektedir [34]. Kalıcı mıknatıs kullanılması nedeniyle asenkron jeneratörü manyetize etmesi için gerekli reaktif gücün elektrik şebekesinden kolayca sağlanamadığı kırsal alanlarda ve şebekeden bağımsız rüzgar uygulamalarında eksenel akılı jeneratörde asenkron jeneratör gibi harici

32 11 manyetizasyona ihtiyaç duyulmaz [10]. Harici manyetizasyona ihtiyaç duyulmadığından eksenel akılı makinede rotor sargıları yoktur ve buna bağlı olarak rotorda sargı kaybı oluşmadığından verim ve güvenirlik artar [2]. Rotor alan sargıları için gerekli kayma halkaları kalıcı mıknatıs kullanılması durumunda ortadan kalkacağı için makine korunaklı ve kompakt yapıya sahip olur [11]. Örnek olarak, 500 kw rüzgar türbinin dönme hızı d/d dır. 4 kutuplu bir asenkron jeneratör için dönme hızını artırmak amacıyla dişli sistemi kullanılır. Dişli sistemi kullanılmadan düşük hızda 50 Hz frekans üretilmesi için çok sayıda manyetik kutup gereklidir. Dönme hızının 40 d/d olduğu düşünülürse bu durumda geleneksel bir jeneratörün 150 kutuplu olması gerekir ancak bunun elektromıknatıslarla sağlanması mümkün değildir. Bu nedenle eksenel manyetik alan NdFeB kalıcı mıknatıslarla sağlanabilmektedir [10]. Dişli sistemi, düşük olan türbin dönme hızını uygun bir hıza çıkarabilmektedir (4 kutuplu bir jeneratör için 1500 d/d ya çıkarır). Rüzgar jeneratörünün dişli sistemi pahalı bir ekipmandır ve titreşime ve buna bağlı olarak gürültüye, yorulmaya maruz kalır. Rüzgar türbini sistemlerine dişli sisteminin kullanılmaması bir başka ifade ile jeneratörün türbine doğrudan bağlanması durumunda rüzgar türbini kulesinin üst kısmının ağırlığı azalır dolayısıyla maliyet azalır ve dişli sistemi için yağlama ve bakım ihtiyacı ortadan kalkar ve üretilen elektriğin maliyeti azalarak sistem emreamadeliği artar [2, 12, 17, 34, 35]. Rüzgar türbini sistemlerinde mekanik aksam olarak dişli kutusunun olmayışı kompakt üretim sistemi oluşturur. Eksenel akılı makineler daha büyük güç-kütle oranı, daha esnek sargı tasarımı sağlar [36]. Disk tipi geometrik yapıya sahip eksenel akılı tasarım, stator yüzeyinin büyük olması ve daha az elektriksel kayıp nedeniyle iyi soğutma sağlar. Genelde iki adet stator arasında dönen çok kutuplu kalıcı mıknatıslı rotor diski veya iki adet kalıcı mıknatıslı rotor diski arasında bulunan disk biçimli statordan oluşan tasarım yapılır. İki rotor arasında yer alan statorlu tasarımda dönen disklerin etkisiyle doğal yollardan daha iyi ısı dağıtma özelliği vardır [15]. Disk tipi makinede rotorlar fan gibi davranarak stator sargıları için yüklenme durumunda bile doğal soğutma sağlar. Bazı uygulamalarda hafiflik ve uzun zamanlı yüklenme kapasitesi

33 12 ve kirlenme olmaması için tamamen kapalı tasarım önem arz eder. Bu durumda sargıyı doğrudan soğutmak için nüvesiz stator yapımı ve su ile soğutma uygulanabilir [9]. Düşük rüzgar hızlarında sargılardaki ısı transferi azdır ancak sargılarda üretilen ısı da düşük hızda azdır. Yüksek hızda sargılarda daha fazla ısı üretilir fakat ısıyı dağıtmak için daha fazla hava akışı olmaktadır [13]. Rüzgar türbini değişken hızla döner ve jeneratörün gücü ve frekansı sürekli değiştiğinden jeneratör belirli bir çalışma noktası için tasarlanamaz. Kalıcı mıknatıslı jeneratörlü, değişken hızlı sistemlerde, frekans ve faz gerilimi anma değerlerine kadar doğrusal değişir. Anma değerlerinin üstündeki çalışma noktasında bu değerler sabit kalır. Türbin tarafından üretilen güç ise rüzgar hızının üçüncü kuvvetiyle orantılıdır. İletkenlerde oluşan bakır kaybı ile makinede oluşan demir kaybı gibi güç kayıpları rüzgar hızına bağlıdır [35]. Kalıcı mıknatıslı makineler kompakt ve hafif yapıya sahip olmasına rağmen ayarlanabilir alan uyartımlı makinelere göre gerilim regülasyonu daha zayıftır. Yük akımının sebep olduğu gerilim düşümünü kompanze etmek için herhangi bir uyartım kontrolü kalıcı mıknatıslı jeneratörde olmadığından çıkış gerilimi regülasyonu, kritik performans gereksinimlerinden biridir [14]. Uyartımın değişken olmayışı nedeniyle jeneratör çıkış gerilimi yük ile değiştiğinden uygulamada gerilim regülasyonu kompanzasyonla, elektronik gerilim kontrolörüyle, jeneratörün kendi gerilim kabiliyetiyle yapılabilmektedir [37]. Çıkış geriliminin eviricilerle kontrol edilmesi jeneratördeki faz akımında değişime yol açar ve harmonik bileşen oluşur [27]. Nüvesiz topolojiler büyük hava aralığı ile karakterize edilir [38]. Nüvesiz sargı düzeni makine indüktansının düşük değerde olmasını sağlar ve bu nedenle nüvesiz durumda endüvi reaksiyonu ihmal edilebilir [14, 38]. Nüvesiz tasarımda bütünleşik bir yapı oluşturmak için iletkenlerin arası epoksi reçineyle kaplanır [36]. Nüvesiz endüvi, hareketli parçalarla sabit parçalar arasındaki manyetik kuvveti ortadan kaldırırken rotoru dışta yer alan tasarım da jeneratörün rüzgar türbinine doğrudan bağlanmasını kolaylaştırır. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı senkron jeneratörün ağırlığı, rotor manyetik alanı için çok sayıda kutup ve yüksek enerjili NdFeB mıknatıs kullanılması ile azalır. Kalıcı mıknatıs kullanıldığı için sargılar hava aralığına yerleştirilir ve nüvesiz

34 13 endüvili tasarımda stator ve rotor arasında manyetik kuvvet oluşmaz ve demir kaybı azalır, jeneratör verimi artar. Nüvesiz endüvide yüksüz durum torku oluşmaz ve yumuşak başlatma sağlanır [34]. Stator ve rotor arasındaki etkileşim kuvveti ihmal edilebilir düzeyde olduğundan nüvesiz makinelerin mekanik taşıma yapıları hafif yapılabilir. Nüvesiz makinelerde sargı, rotor demiri ve kalıcı mıknatıs gibi aktif parçalar demir nüveli makinelere göre aynı ağırlığa veya daha fazla ağırlığa sahip olabilir. Ancak taşıma yapıları gibi aktif olmayan parçalar demir nüveli makinelere göre daha hafif olabilmektedir. Nüvesiz makinelerde makine çapının büyümesinden kaynaklı tork ve ağırlık avantajı olmakla birlikte demirsiz statorun yüksek manyetik relüktansının üstesinden gelmek için daha güçlü mmk gereklidir. Bu daha fazla miktarda kalıcı mıknatıs malzemesi ile sağlandığından makine maliyeti artmaktadır [4]. Nüvesiz statorlu kalıcı mıknatıslı makinelerde histerezis kaybı ve yüksüz durum torku oluşmaz ancak kenar akımı kaybı nüveli tasarımdan oldukça fazladır. Hava aralığı akı yoğunluğu düşüktür ancak aynı güçteki nüveli topolojiyle karşılaştırıldığında faz başına yüksek sarım sayısı gerektirir ve dolayısıyla bakır kaybı artar [38]. Jeneratör uygulaması olarak nüvesiz eksenel akılı makineler, geniş hız aralığında ve doğrudan tahrikli sistemlerde düşük hızlı çalışmaya uygun olacak şekilde rüzgar türbini jeneratörü olarak, otomotiv uygulamalarında orta hız jeneratörü olarak ve doğrudan akupleli gaz türbini ile yüksek hız jeneratörü olarak kullanılabilmektedir [23]. Geleneksel oluklu makinelere göre oluksuz sargılı makinelerde stator olukları olmadığından akı bozunumu, torkun darbeli görünüm alması, akustik gürültü, yüksek frekansta rotor kaybı oluşmaz, artan hava aralığı uzunluğu manyetizasyon yan etkisini azaltır, sargı indüktansı azalır ancak kenar akımı hava aralığı alanı tarafından sargılarda indüklenir [9]. Oluksuz makinede oluktan kaynaklı bir kaçak akı (slot leakage) olmadığından fazın öz indüktans ve ortak indüktans değerleri düşük olur [8]. Yüksek performanslı manyetik malzemeler kullanılması durumunda hava aralığı geniş tutulabilmektedir. Olukların olmaması nedeniyle sargılar daha geniş bir alana yerleştirilir ve bu nedenle iletim kaybı azalır, aynı zamanda mıknatıs kutuplarının oluklarla aynı hizaya gelme eğiliminden kaynaklı oluşan yüksüz durum torku da oluk olmaması nedeniyle azalmaktadır [19]. Oluksuz makine, stator yapısının basit olması, yüksüz durum torkunun olmaması, statorda manyetik doyumun ve

35 14 akustik gürültünün azalması gibi avantajlara sahiptir ancak kalıcı mıknatıs malzemesi daha fazla kullanılır [5]. Nüveli tasarımlarda küçük hava aralığı açıklığından dolayı hava aralığı akı yoğunluğu yükselir [38, 39]. Böylece kalıcı mıknatıs miktarı ve dolayısıyla jeneratör maliyeti azalır [39]. Nüve kayıplarını minimize etmek için manyetik devrenin doyumunu sınırlamak gerekir. Yüksek hava aralığı akı yoğunluğu, tasarımın zıt emk sını karşılamak için faz başına sarım sayısını azaltır. Bu durum kenar akımı ve bakır kaybı gibi sargı kayıplarını azaltarak düşük hızlı makineler için avantaj sağlar [38]. Oluklu statorda oluksuz statora göre kaçak ve ortak indüktans artar [39]. Oluklu makinelerde bobinler oluklara yerleştirilir. Bu durumda bobin yapısının oluk şekillerine bağlı olması bir kısıt oluşturur [32]. Hava aralığında manyetik alan dağılımı rotor kutuplarındaki kalıcı mıknatısların geometrisine bağlıdır. Manyetik alan dağılımı büyük hava aralıklı makinelerde eşdeğer rotor geometrili ve küçük hava aralıklı makinelere göre daha sinüsoidaldir [40]. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makinede yüksek manyetik yükleme ile daha düşük sarım sayısı ve daha düşük direnç ve indüktansla gerekli emk yı üretmek mümkün olabilmektedir [5]. İndüklenen gerilimin tepe değeri ve frekansı hız ile birlikte doğrusal değişir [21]. Manyetik hava aralığının geniş olması nedeniyle akım yoğunluğunu artırmak için bobinin kesit alanı artırılabilir [27]. Dairesel mıknatıs ve dairesel bobin kullanımı imalat ve montajı kolaylaştırmaktadır. Dairesel mıknatıs ve konsantre sargı kullanımı aynı zamanda sinüsoidal gerilim çıkışına yakın bir değer elde edilmesini sağlar [23]. Yüksek hızlarda çalışan doğrudan tahrikli jeneratörlerin kullanılması sistem ebatlarında oldukça düşüş sağlamakta ve verimi artırmaktadır. Bu sistemlerde rotorda dönme hareketinden kaynaklı merkezkaç kuvvetine karşı mıknatıslar fiberglassdan oluşan bir katman içinde muhafaza edilebilmektedir [37]. Mikro türbinle sürülen yüksek hızlı jeneratörde rotor hızı d/d dan fazladır ve d/d yı da aşabilir. Bu nedenle statorda ve nüvedeki akı değişiminde frekans 1 khz den fazladır. Yüksek hızlı eksenel akılı

36 15 kalıcı mıknatıslı makinede merkezkaç kuvveti rotor hızının karesi ile orantılı olduğundan rotor çapı mümkün olduğu kadar küçük seçilir. Ancak rotorda kalıcı mıknatıslar için yer olması gerektiğinden ve statorun da sargılar nedeniyle yeteri kadar büyüklükte olması gerektiğinden rotor, belli bir miktara kadar küçültülebilir. Yüksek hızlı kalıcı mıknatıslı makinede silindirik mıknatıs kullanılması merkezkaç kuvvetinden etkilenmemek adına avantaj sağlamaktadır [41]. Rotorun yüksek hızlı dönmesi durumunda statordaki sargı bobinleri hava aralığında yüksek frekanslı manyetik alana doğrudan maruz kalmaktadır. Statordaki kenar akımı kayıplarını minimize etmek için stator sargısı izole edilmiş daha küçük ebattaki tellere bölünerek çoklu bir yapı elde edilir. Yüksek hızlı jeneratörde statorda yüksek frekanslı akım ve manyetik akı oluştuğundan deri etkisi göz önüne alınmalıdır [23, 41]. Kalıcı mıknatıslar tarafından uygulanan sabit akı değişken hızlı uygulamalar için kritik durumdadır. İndüklenen zıt emk nın doğrusal değişimi yüksek hızlarda çalışmayı tehlikeli hale getirebilir. Yüksek hız nedeniyle oluşan yüksek gerilimli çalışmada sargı yalıtımı ve invertör yarıiletkeni bozunuma uğrar. Güvensiz çalışmadan sakınmak amacıyla hava aralığı akısı, terminal gerilimi anma değerinde tutularak kontrol edilmelidir. Fırçasız kalıcı mıknatıslı eksenel akılı makinelerde akı zayıflatma mekanik araçlarla veya kontrol stratejileri ile sağlanabilmektedir [42]. Eksenel akılı makinelerin dezavantajlarından biri çelik stator nüvesinin imalatıdır. Çelik stator nüvesinde oluk açma sırasında laminasyonlar arasında kısa devreye neden olan yollar olabilmektedir. Bu dezavantajın üstesinden gelebilmek için SMC (soft magnetic composite) malzemesi elektrik makine imalatında stator nüvesinde karmaşık şekiller oluşturmak için kullanılabilmektedir [43]. Demir nüve malzemesi olarak SMC, AMM (amorphous magnetic material), yüklü polimerler ve geleneksel olmayan ferromanyetik malzemeler kullanılabilmektedir. Makineye ait diğer yapı malzemesi olarak silisli çelik sac hatta plastik de kullanılabilmektedir [31].

37 Kalıcı Mıknatıslı, Radyal Akılı ve Eksenel Akılı Makinelerin Karşılaştırılması Radyal akılı kalıcı mıknatıslı makineler asenkron makinelere göre daha yüksek tork kabiliyetine sahiptir. Radyal akılı kalıcı mıknatıslı makinelerde rotor sargıları olmadığından asenkron makinelere göre yüksek güç yoğunluğu ve birim amperde yüksek tork oluşur. Ancak radyal akılı makinede, rotor üzerinde yer alan mıknatısların bakımının dikkatli yapılması gerektiğinden önemli bir imalat dezavantajı vardır. Radyal akılı makinede sadece rotordaki kalıcı mıknatıslara bakan sargılar tork üretir ve uç sargılar uzun olabildiğinden eksenel akılı makineye göre bakır kaybı artmaktadır [44]. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makinede daha az nüve malzemesi kullanılır ve güç-kütle oranı daha yüksektir [7, 44]. Eksenel akılı makineler disk biçimli stator ve rotora sahip olduğundan radyal akılı makine eşdeğerine göre daha küçüktür. Bu durum elektrikli araçlarda olduğu gibi yer probleminin oluştuğu durumda önemli avantaj sağlamaktadır [44]. Eksenel akılı makine daha büyük çap-uzunluk oranına, düzlemsel yapıya, ayarlanabilir hava aralığına sahiptir [7]. Küçük boyut, düzlemsel ve ayarlanabilir hava aralığı, daha az nüve malzemesi kullanımından kaynaklı olarak yüksek tork-kütle oranı, düşük gürültü ve düşük titreşim eksenel akılı makineleri radyal akılı kalıcı mıknatıslı makinelere göre üstün kılar [42]. Radyal akılı kalıcı mıknatıslı makinede stator iletkenleri paralel yönde yerleştirilirken eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makinede radyal yönde yerleştirilir [45]. Radyal akılı makinede akı yönü dönme eksenine diktir, eksenel akılı makinede ise akı yönü dönme eksenine paraleldir. Şekil 2.4 ve Şekil 2.5 de dönme eksenine göre akı yönleri radyal akılı ve eksenel akılı makineler için gösterilmektedir [27].

38 17 Şekil 2.4. Radyal akılı kalıcı mıknatıslı makinede dönme eksenine göre akı yönü [27] Şekil 2.5. Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makinede dönme eksenine göre akı yönü [27] Radyal akılı makinelere göre eksenel akılı makinelerde makine iç çapında dış çapa göre daha az boş yer olduğundan sargılar asimetriktir. Bu nedenle tek kutba ya da tek faza bir sargı gelecek şekilde basit bir düzenleme yapılır. Bundan dolayı zıt emk özel bir mıknatıs şekli kullanılmadıkça sinüsoidal olmayabilir [20] Eksenel Akılı Kalıcı Mıknatıslı Makinelerde Analiz Yöntemleri Literatürde eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makinenin performansını analiz etmek için birkaç metot kullanılabilmektedir. Bunlar; 2 boyutlu analitik metot, quasi-3d analitik metodu, imaj metodu, 2 boyutlu sonlu elemanlar analizi ve 3 boyutlu sonlu elemanlar analizidir [46]. Modellemede hesaplama hızı ve doğruluk arasında ters orantı vardır. Eksenel akılı makine doğası gereği 3 boyutludur. Bu yüzden genelde makine ortalama yarıçapı üzerine gerçekleştirilen 2 boyutlu Sonlu Elemanlar Yöntemi (SEY) ve analitik yaklaşım, hesaplamalarda hassaslık sağlamayabilir ancak 3 boyutlu SEY ise makine ön tasarımının gerektiği durumlar için zaman harcayan bir analizdir [36, 47].

39 18 Sadece hava boşluğundaki manyetik alan gerekli ise imaj metodu çözüm olabilmektedir. Fakat bu metotta demir nüvedeki veya mıknatıslardaki manyetik alan hesaplanamaz. 3 boyutlu sonlu elemanlar yöntemi ise karmaşık geometriler için hassas modelleme sağlamaktadır [46]. Quasi-3D hesaplamada birkaç tane kısım farklı yarıçapta seçilir. Her bir kısım doğrusal makineye dönüştürülür ve 2 boyutlu düzleme indirgenir. Makinenin toplam performansı her bir doğrusal makinenin performansının toplamıdır [40]. 2 boyutlu analiz rotor ekseni (z koordinatı) boyunca geometrik olarak ve manyetik alanda da değişim olmadığını varsayar. Uç sargı etkisi ya ihmal edilir veya analitik tahminle hesaplanır. İndüktans 3 boyutlu uç sargı etkisi göz önüne alınarak hesaplanabilir. Fakat eksenel akılı makineler radyal akılı makineler gibi simetri eksenine sahip değildir. 2 boyutlu modelde ortalama yarıçapı radyal kesen düzlem kullanılır. Yarıçap boyunca değişen manyetik kısım ve doğrusal hız gibi parametreler ihmal edilir. 2 boyutlu modelde kenarlardaki manyetik akı zayıflaması dikkate alınmaz [40, 48]. 3 boyutlu geometrisinden dolayı eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makinede 2 adet elektromanyetik sorun oluşur. Bunlardan biri kavis etkisi (curvature effect) olarak da bilinen oluk, diş ve manyetik kutbun oturduğu kısmın radyal olmasından kaynaklı akı yoğunluğunun dağılımının radyal olmasıdır. Diğeri ise iç ve dış yarıçapta meydana gelen kenar etkisi (edge effect) olarak da bilinen akı saçaklanması (flux fringing) dır. Her iki etki makinede belli bir miktarda radyal akı üretir. Bu etkilerin göz önüne alınması için 3 boyutlu model gereklidir. 3 boyutlu sonlu elemanlar yöntemi kullanılan en doğru sayısal araçtır ancak bu yöntem zaman harcayan ve büyük miktarda bellek gerektiren bir yöntemdir [31] Eksenel Akılı Makine Senkron Makine Hızı Eksenel akılı makineye ait n senkron makine hızı, f emk frekansı ve p çift kutup sayısı ile orantılıdır. Senkron hız, kutup adımı ve D endüvi çapı ile gösterilebilir [2]. 60 f 120 f n (2.1) p D

40 19 Örnek verilirse, doğrudan tahrikli rüzgar sistemlerinde frekans Hz arasında değişir. Bu durumda düşük hızlı uygulama için kutup sayısının artırılması gerekmektedir. Endüvi çapının büyütülmesi makine toplam hacmini ve maliyeti artırır. Kutup adımının küçültülmesinde ise endüvi dişleri çok dar olacağından ve oluk genişliğinin oluk derinliğine oranının küçülmesi de oluk dolum faktörünü azaltacağından oluk kaçağı artar ve bobin boyları kısalır. Bu nedenle kutup sayısı tasarım gereksinimlerini karşılayacak şekilde seçilir [2]. Doğrudan tahrikli düşük hızlı sistemde kutup sayısının seçiminde tasarım serbestliği çok fazla yoktur. 4 kutuplu bir makine tasarlandığında stator nüvesi veya rotor nüvesi kalınlığı arttığından kutup sayısı artırılarak nüve kalınlığı ve ağırlığı azaltılır [9] Eksenel Akılı Kalıcı Mıknatıslı Makinelerde Sarımlar Trapezoidal ve rhomboidal sargı İlk yapılan disk şeklinde nüvesiz makinelerde olduğu gibi sargı bobinleri trapezoidal biçimli olabilir. Her bir bobin bütün kutup alanını kapladığından bu sarım biçimi maksimum akı bağı özelliği verir fakat uç sargılar iletkenin aktif tarafının uzunluğu ile karşılaştırıldığında oldukça uzundur. Üretilen tork üzerinde negatif etki gösterdiğinden yüksek güç yoğunluklu makine için trapezoidal sargı tercih edilmemektedir. Daha yüksek tork değeri rhomboidal sargı ile elde edilebilmektedir. Şekil 2.6 da trapezoidal ve rhomboidal sargı biçimleri gösterilmekte ve eğim açısını, R o dış yarıçapı, R i iç yarıçapı, Kr iç yarıçap ve dış yarıçap arası oranı ifade etmektedir. Makine dış çapı, manyetik ve elektrik yükler belli ise tork-kütle oranı, tork, verim gibi makine karakteristikleri bobin geometrisinden fazlasıyla etkilenir. Dolayısıyla tasarım optimizasyonu ve K nin uygun değerde seçilmesini gerektirir [11]. r Şekil 2.6. Trapezoidal ve rhomboidal sargı [14]

41 Konsantre ve dağıtık sargı Şekil 2.7 de konsantre ve dağıtık sargılar gösterilmektedir. Konsantre sargılar ayrı ayrı stator dişi etrafına sarılı faz bobinlerine sahiptir. Konsantre sargılı makinede makinenin radyal yapısı dağıtık sargılı makineye göre daha kısa olduğundan dağıtık sargılı makine daha uzun uç sargılara sahip olur. Dağıtık sargılı makinede bir sargı bobini diğerini keser. Dolayısıyla konsantre sargılar için daha az boş yere ihtiyaç vardır. Şaft ve stator iç yarıçapı arasında sınırlı boş yer olduğu durumlarda konsantre sargı ile uç sargıların düzenlenmesi sorunu ortadan kalkar. Dağıtık sargıda konsantre sargıya göre daha fazla izolasyon malzemesine ihtiyaç duyulur. Konsantre sargıda sargı faktörü düşüktür. Elektromanyetik tork sargı faktörü ile orantılıdır. Uç sargı etkisi göz ardı edilirse düşük sargı faktörlü elektrik makinesi düşük torkunu yüksek akım yoğunluğu ile telafi eder. Bu durum sargı faktörü 1 e eşit olan makine ile karşılaştırıldığında Joule kaybının büyümesine yol açar. Konsantre sargı kısa uç sargıya sahip olduğundan düşük hızlı kalıcı mıknatıslı makinede konsantre sargı kullanımı Joule kaybını azaltmanın etkili yollarından biridir. Ancak konsantre sargı tek ve çift harmonik üretir ve bazen de mmk içinde alt harmonik üretir. Fazladan üretilen harmonikler makinede ek bir akı yaratır ve rotor yapısında ve kalıcı mıknatıslarda kenar akımına yol açar. Bu durum kısa uç sargının faydasının azalmasına yol açabilir [39]. (a) (b) Şekil 2.7. (a) Konsantre sargının gösterimi (b) Dağıtık sargının gösterimi [39] Konsantre kutup sargıları, dağıtık kutup sargılarına göre kısa uç sargıya sahip olmasının yanında imalat kolaylığı sağlar. Kısa uç sargı aynı zamanda bakır sargılarda güç kayıplarının azalmasını sağlar [49].

42 Davul ve halka sargı Eksenel akılı makinelerde davul sargı ve halka sargı olmak üzere 2 adet sargı türü bulunmaktadır. Bu sargıların uç bağlantıları birbirinden farklıdır. Davul sargının uç sargı bağlantısı dış ve iç yarıçap boyunca dairesel yerleşir ve bu tip sargı üst üste binen ve binmeyen olmak üzere ikiye ayrılır. Şekil 2.8 (a) da üst üste binmeyen ve kesirli sayılı oluklu konsantre davul sargı gösterilmektedir. Oluklu statorda davul sargılar diş sargı olarak da bilinir. Halka sargılar, sırt sırta, toroidal veya nüve sarımlı sargı olarak da bilinir ve makinenin iç ve dış yarıçapını uç sargılar eksenel olarak geçer ve üste üste binmez. Şekil 2.8 (b) de halka sargı gösterilmektedir. Halka sargı torus tipi makinelerde kullanılmaktadır ve genelde sargıların aktif kısımlarının maksimize olmasına ve uç sargıların minimum olmasına izin verdikleri için tercih sebebidir [31]. (a) (b) Şekil 2.8. (a) Davul sargı gösterimi (b) Halka sargı gösterimi [31] Şekil 2.9 da 2 katmanlı ve 3 katmanlı konsantre sargı tipleri gösterilmiştir. Çok katmanlı sargı yapısı maliyeti artırırır ve katmanlar arasında dengesiz emk oluşur. Katmanlar mıknatıslara yakın olursa akı yoğunluğu arttığından zıt emk orta katmanda diğerlerinden daha az olur ve dengesizlik tork bozunumuna ve titreşime yol açar. Çok katmanlı yapının tek katmanlı yapıya göre teorik olarak bir avantaj sağlamadığı literetürde gösterilmiştir [32].

43 22 (a) (b) Şekil 2.9. (a) 2 katmanlı konsantre sargı (b) 3 katmanlı konsantre sargı [32] 2.5. Eksenel Akılı Kalıcı Mıknatıslı Makine Topolojileri Eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makineler, tek stator - tek rotor, tek stator - çift rotor, çift stator - tek rotor ve çoklu stator - çoklu rotor yapılarına göre sınıflandırılabilir. Kalıcı mıknatıslar rotor yüzeyine veya rotora gömülü şekilde montaj edilebilmektedir. Mıknatıslar rotor yüzeyine mıknatıs kutuplarının tipine göre NS, NN, SS şeklinde dizilir. Statorlar nüveli ya da nüvesiz, oluklu ya da oluksuz yapıda ve stator sargıları davul sargı ve halka sargı biçiminde olabilmektedir [42, 50, 51]. Şekil 2.10 da çeşitli topolojilere göre sınıflandırma gösterilmiştir. Şekil Eksenel akılı makinelerin sınıflandırılması [42]

44 Tek statorlu tek rotorlu makine Şekil 2.11 de 8 adet mıknatıstan oluşan 12 oluklu kalıcı mıknatıslı eksenel akılı makine gösterilmektedir. Şekil Tek statorlu tek rotorlu eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine [42] Bu yapıda birbiri ile çakışmayan konsantre sargı ya da dağıtık sargı kullanılabilir. Tek statorlu tek rotorlu makineler, kompakt yapısı ve yüksek tork özelliği nedeniyle endüstriyel taşımacılık, servo elektromekanik sürücüler, askeri sanayi, taşımacılık, dişli sistemi içermeyen asansörlerde uygulama alanına sahiptir [42]. Stator ve rotor arasındaki makine yapısının kolayca burkulmasına yol açabilen dengesiz eksenel kuvvet bu tip makinede dezavantaj oluşturur [42]. Bu kuvveti dengelemek için daha karmaşık rulman yapısı ve daha kalın rotor diski gerekir. Eksenel kuvvet nüve üzerinde oluşur, bakır sargılarda oluşmaz bu nedenle oluksuz statorda eksenel kuvvet daha azdır [51] Çift statorlu tek rotorlu makine Çift statorlu tek rotorlu kalıcı mıknatıslı eksenel akılı makineler statorları oluklu ve oluksuz yapıda ve kalıcı mıknatısları rotor diski yüzeyine monte edilerek yüzey mıknatıslı ya da rotor diski içine monte edilerek gömülü yapıda olabilmektedir. Şekil 2.12 de statoru oluklu çift statorlu tek rotorlu makineye ait sargı ve mıknatıs düzeni, konsantre sargılı motor uygulaması göz önüne alınarak verilmiştir [44].

45 24 Şekil Çift statorlu tek rotorlu eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine [42] Şekil 2.13 te statoru oluklu kalıcı mıknatısları rotor yüzeyine monteli çift statorlu tek rotorlu makine yapısına ait akı yolu gösterilmektedir. Akı eksenel olarak rotor diskini geçerek yol çizmektedir. Şekil 2.14 te kalıcı mıknatısları rotor diski içine gömülü makine yapısına ait akı yolu gösterilmektedir. Bu yapıda akı rotor diski boyunca dairesel geçerek yol çizer [51]. Kalıcı mıknatısları rotor diskine gömülü makinede güç yoğunluğu, daha kalın rotor diski gereksinimi nedeniyle kalıcı mıknatısları rotor yüzeyine monteli makinenin güç yoğunluğundan daha düşüktür [42]. Şekil Mıknatısları yüzeye monteli statoru oluklu çift statorlu tek rotorlu makine akı yolu [51]

46 25 Şekil Gömülü kalıcı mıknatıslı statoru oluklu çift statorlu tek rotorlu makine akı yolu [51] Kalıcı mıknatısları rotor içine gömülü yapıda mıknatıs sonlarında kaçak akı ve endüvi reaksiyonu, kalıcı mıknatıslar ferromanyetik malzeme ile çevrili olduğundan yüzey monteli kalıcı mıknatıslı yapıya göre daha yüksektir. Ancak gömülü mıknatıs yapısı, kalıcı mıknatıslara mekanik etki, yıpranma ve korozyona karşı daha iyi koruma sağlar [42, 51]. Şekil 2.15 de alüminyum gibi manyetik olmayan malzemeden yapılmış rotor diskinden geçen akı gösterilmektedir. Bu yapıda çelik gibi manyetik malzeme kullanılmadığından akı rotor boyunca dolaşmaz. Rotor diski kalınlığı azdır, manyetik olmayan malzeme mıknatıslar arasına doldurularak sağlamlaştırılır. Bu yapı, atalet momenti küçük uygulamalar için elverişlidir [42, 51]. Şekil Rotor diski manyetik olmayan malzemeden yapılmış kalıcı mıknatıslı, oluklu, çift stator tek rotorlu makine için akı yolu [51] Şekil 2.16 da statoru oluksuz çift statorlu tek rotorlu makineye ait stator yapısı ve akı yolu gösterilmektedir. Oluksuz statorda stator sargıları arasındaki boşluk epoksi reçine ile doldurularak ısı transferi ve makine sağlamlığı artırılır [42, 52].

47 26 Şekil Statoru oluksuz çift statorlu tek rotorlu makine akı yolu [52] Şekil 2.17 de oluksuz statora sarılmış halka sargılı çift statorlu tek rotorlu torus makine gösterilmektedir. Burada çelik rotor gövdesi yerine manyetik olmayan malzeme kullanılabilir. Rotor demirinin olmayışı yüksek güç-atalet oranı sağlar [44]. Şekil Oluksuz çift statorlu tek rotorlu torus makine [44] Statorların dışta olduğu yapıda düşük ve orta hızlarda sargı kaybı toplam kayba göre önemsiz miktardadır. Ancak statorda demir kütlesinin artması nüve kaybını artırır. Statorun dışta olduğu yapı, stator tarafının erişebilir olması nedeniyle basit soğutma düzenleri ile ısıyı statordan atmak kolaylaştırdığından elektrik makinelerinde güç kayıplarının azaltılması açısından tercih edilebilir [21] Tek statorlu çift rotorlu makine Şekil 2.18 de statoru içte, rotorları dışta olan tek statorlu çift rotorlu, 12 adet stator oluğu bulunan, 8 kutuplu konsantre sargılı motor konfigürasyonu gösterilmektedir. Bu yapıda oluklu veya oluksuz stator iki rotor arasına yerleştirilir [42].

48 27 Şekil Tek statorlu çift rotorlu eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine [42] Şekil 2.19 ve Şekil 2.20 de NN ve NS mıknatıs düzeninde statoru oluklu tek statorlu çift rotorlu eksenel akılı makineye ait akı yolu gösterilmektedir [51]. NN polariteli makinede kalıcı mıknatısın N kutbundan çıkan akı hava aralığını geçerek statora girer ve stator nüvesi boyunca dairesel bir hareket yapar daha sonra kalıcı mıknatısın S kutbu vasıtasıyla rotora girer. NS polariteli makinede kalıcı mıknatısın N kutbundan çıkan akı hava aralığını geçerek statora girer ve stator nüvesi boyunca bir daire oluşturmaz ve eksenel olarak hareket eder, ikinci hava aralığına ve mıknatısın S kutbundan rotor nüvesine girer ve mıknatısların N kutbu vasıtasıyla akı yolu kapanır [50]. Şekil NN mıknatıs düzeninde statoru oluklu tek statorlu çift rotorlu eksenel akılı makineye ait akı yolu [51]

49 28 Şekil NS mıknatıs düzeninde statoru oluklu tek statorlu çift rotorlu eksenel akılı makineye ait akı yolu [51] NN polariteli makinede halka sargı kullanıldığından uç sargılar makinenin hem radyal hem de eksenel yönünde kısadır. Uç sargıların kısalması bakır kaybını azaltır ancak ana akı stator nüvesi boyunca dairesel akmak zorunda olup stator kalınlığının artması nedeniyle nüve kaybı ve uç sargı miktarı artar. NS polariteli makinede ana akı stator boyunca eksenel geçer ve statorda nüve kaybı NN polariteli makineye göre azdır ancak tork üretmek için bir çeşit davul sargı olan tur sargı gerekir ve bu durumda sargı boyları uzar ve bakır kaybı artar. Tork üretmek için NN polariteli makinede davul sargı veya halka sargı kullanılırken NS polariteli makinede sadece davul sargı kullanılmaktadır [31, 44, 51]. Uygun akı yolunu oluşturmak için her bir rotor üzerinde birbirine bakan karşılıklı mıknatıslar, NN tipi makinede N-N ve S-S şeklinde, NS tipi makinede ise N-S ve S-N şeklinde olmaktadır [50]. Şekil 2.21 ve Şekil 2.22 de tek statorlu çift rotorlu Torus tipi NN ve NS polariteli makine gösterilmektedir [44, 50, 53]. Şekil NN polariteli torus makine [44]

50 29 Şekil NS polariteli torus makine [53] Şekil 2.23 te oluksuz statorlu NS polariteli eksenel akılı motor konfigürasyonu gösterilmektedir. Bu makinede oluksuz statorda çok fazlı halka sargı kullanılmaktadır. Sargıların aktif kısımları rotorlara bakan sargıların radyal kısımlarıdır [44]. Şekil Oluksuz statorlu torus makine [44] Şekil 2.24 te görüldüğü üzere NS polariteli oluksuz torus makinede N mıknatısları hava aralığı ile akıyı statora gönderir. Akı stator nüvesinde dairesel dolaşır ve tekrar hava aralıklarından karşı yöndeki S mıknatıs kutbuna girer. Burada stator nüvesinin eksenel uzunluğunun fazla olması beklenmektedir. Ancak oluk olmadığından makine eksenel uzunluğu kısalır ve daha iyi tork-kütle ve tork-hacim oranı sağlanır. Sargılar arası boşluklar sağlamlık elde etmek amacıyla epoksi reçine ile doldurabilir [44].

51 30 Şekil Oluksuz statorlu torus makine akı yolu [44] Torus topolojisinde hava aralığında bulunan sargılar tork üretmek için kullanılır. Oluksuz torus makinede uç sargılar kısa olduğundan daha az bakır kaybı oluşur ve iletkenlerde daha kolay ısı dağıtımı sağlanır. Kaçak indüktans, ortak indüktans, öz indüktans oluksuz makinede daha düşüktür. Bu nedenle yüksüz durum torku, akı bozunumu, yüksek frekansta rotor kaybı, stator dişlerinde doyuma ulaşma gibi sorunlar oluksuz makinede oluşmaz ve daha az gürültülü çalışır [42, 44]. Nüvesiz torus tipi makinede NS polariteli makine de olduğu gibi akı eksenel akar. Stator sadece sargılardan oluşur ve rotor yüzey mıknatıslarından oluşmuştur. Bu yapı düşük yüksüz durum torku ve akı bozunumu gerektiren uygulamalar için elverişlidir [42, 51]. Bu yapıda stator tarafının soğutulması basit düzenleme ile sağlanamayabilir ve rotorların statorun etrafında olması güvenlik yönünden dezavantaj oluşturabilir [21] Çoklu rotor ve çoklu statorlu makine Şekil 2.25 de çoklu statorlu çoklu rotorlu eksenel akılı kalıcı mıknatıslı makine gösterilmektedir. Bu topolojide birden fazla eksenel akılı makine aynı eksen üzerine dizilir. Tork makine dış çapının bir fonksiyonu olduğundan dış çap kısıtının olduğu durumlarda istenen elektromanyetik tork çoklu aşamalı makine ile gerçekleştirilir. Bu tip makineler gemilerde, pompalarda, yüksek hızlı jeneratör uygulamalarda kullanılabilmektedir. Çoklu aşamalı makineler N adet statordan ve N+1 adet rotordan oluşur. Stator sargıları seri veya paralel bağlanabilir. Çoklu aşamalı makineyi oluşturan eksenel akılı makinelerin torus tipi veya çift statorlu tek rotorlu olup olmamasına göre makine oluklu, oluksuz statorlu NN ve NS polariteli ve nüvesiz yapıda olabilmektedir [42, 51].

52 31 Şekil Çoklu statorlu çoklu rotorlu makine [42] 2.6. Eksenel Akılı Makinelerde Yüksüz Durum Torku Yüksüz durum torku kalıcı mıknatısın monteli olduğu rotor ve stator arasındaki manyetik etkileşim nedeniyle oluşur. Yüksüz durum torku, makinenin çıkışında tork dalgalanmasına titreşime ve gürültüye neden olduğundan istenmeyen etki gösterir [54]. Makineye uyartım yapılmasa bile rotor belli bir konum ile aynı hizaya gelmeye meyillidir [55]. Yüksüz durum torku aynı zamanda rotor üzerindeki mıknatıs kutupları ve stator dişleri arasındaki relüktans değişimidir. Yüksüz durum torkunun oluşumuna hava aralığının uzunluğu, oluk açıklığı, mıknatıs kutup adımı etkili olmaktadır [56]. Yüksüz durum torku rotorun açısına bağlı olarak relüktans değişiminden kaynaklı olduğundan cog yüksüz durum torku, p çift kutup sayısı, g hava aralığı manyetik akısı, relüktans, radyan olarak sadece bir mıknatıstan oluşan rotor açısı olmak üzere Eş. 2.2 deki gibi ifade edilebilmektedir [54]. cog 1 d 2 p 2 ( g ) (2.2) 1 2 d Yüksüz durum torkunun bir dönüş sırasındaki durumları Şekil 2.26 da gösterilmektedir. Şekil 2.26 (a) da stator dişleri ile rotorun aynı hizaya gelmeye çalıştığı kararlı olmayan durumda yüksüz durum torku oluşmak üzeredir ve değeri sıfırdır. Bu durumda hava aralığı relüktansı minimum değerdedir. Mıknatıs a ve d noktaları arasında saat yönünün tersi yönünde döndürüldüğünde manyetik akı tarafından üretilen yüksüz durum torku rotor

53 32 pozisyonunu c noktasına getirmeye çalışır ve Şekil 2.26 (b) de manyetik akı rotoru hareket yönünde çektiğinde pozitif değerdeki maksimum yüksüz durum torku oluşur. Şekil 2.26 (c) deki gibi c noktasına gelindiğinde rotor, c noktası ile aynı hizada olduğundan yüksüz durum torku oluşmaz. Manyetik akı rotorun kendi hareket yönünün ters yönünde rotoru çektiğinde Şekil 2.26 (d) deki gibi negatif değerli yüksüz durum torku oluşur ve sonuçta mıknatıs a noktasında d noktasına saat yönünün tersinde döndürüldüğünde sinüs biçimli tork oluşur. Tork makineden istenen sabit tork çıkışına dalga formu ekleyerek bozunuma yol açar ve oluşan titreşim ve gürültü makine performansını azaltır [54]. (a) (b) Şekil Yüksüz durum torkunun açısal değişimi [57] (a) Yüksüz durum torkunun kararlı olmadığı durum (b) Yüksüz durum torkunun maksimum olduğu durum (c) Yüksüz durum torkunun sıfır olduğu durum (d) Yüksüz durum torkunun kararlı olmadığı durum

54 33 (c) (d) Şekil (devam) Yüksüz durum torkunun açısal değişimi [57] (a) Yüksüz durum torkunun kararlı olmadığı durum (b) Yüksüz durum torkunun maksimum olduğu durum (c) Yüksüz durum torkunun sıfır olduğu durum (d) Yüksüz durum torkunun kararlı olmadığı durum Stator oluk sayısı ve kutup sayısı doğrudan tahrikli kalıcı mıknatıslı jeneratörlerin elektromanyetik özellikleri üzerinde önemli etkiye sahiptir. Özellikle stator dişleri ve olukları üzerinde kalıcı mıkantısların hareketinden kaynaklı torkun büyük olması küçük rüzgar hızlarında makinenin çalışmasını zora sokar [3]. Doğrudan tahrikli rüzgar uygulamalarında jeneratörün yumuşak tork sağlaması için yüksüz durum torkunun genliğinin küçük olması gerekmektedir. Torkun düşük olması türbinin düşük rüzgar hızlarında başlatma kabiliyetini geliştirir ve başlatma anında titreşim azalır [58]. Eksenel akılı makinelere uygulanan torkun minimize teknikleri olarak; mıknatıs kutup biçimini değiştirme, stator dişi veya rotor mıknatıslarını kaykılama, stator oluk tasarımını ve hava aralığını değiştirme sayılabilir ancak çoğu teknik uygulandığında üretim maliyeti hatta üretim süreci de artmaktadır [59]. Yüksüz durum torkunu önlemek için iki rotor diskini kaydırma, kutup sayısını artırma, stator tarafının yer değiştirmesi gibi yöntemler de kullanılabilmektedir [20]. Yüksüz durum torkunu azaltma yöntemi olarak makinedeki kutup

55 34 yayı oranını optimize etme, stator diş sayısını çiftleme, radyal derinliği değiştirme, kontrol stratejisini değiştirme de sayılabilir [38]. Torku kaldırmak için nüvesiz tasarımlar yapılabilmektedir ancak bu durumda da güç yoğunluğu önemli miktarda azalmaktadır [60]. Hibrit kaykılama da yüksüz durum torkunu azaltmak için kullanılan tekniklerden biridir. Bu teknik stator oluklarının kaydırılması tekniğiyle bağlantılı olarak kullanılır. t d stator oluk kayması, t s oluk adımı olmak üzere Şekil 2.27 de stator oluklarının kaydırılma tekniği ile mıknatıslardaki hibrit kaykılama tekniği ilgili gösterim verilmektedir. Bu teknikte kuzey kutup mıknatısı güney kutup mıknatısından farklı geometrik şekilde ancak karmaşık olmayacak şekilde basit yapıda yapılır. Mıknatıs kaykılama yüksüz durum torkunu azaltmasına rağmen kaykılama nedeniyle manyetik akı yolunda meydana gelen saçaklanma tork bozunumu veya toplam torkta azalma meydana getirmektedir [60]. (a) Şekil (a) Stator oluklarının kaydırılması (b) Mıknatıslardaki hibrit kaykılama [60] (b) Tork hesabı için analitik ve sayısal olarak 2 farklı yaklaşım vardır. Analitik yaklaşım nispeten basit geometriler için uygundur ancak aşırı basitleştirme, doğru olmayan sonuçlara yol açabilir. Analitik metotlar ön tasarım için performans tahminlerini kolaylaştırarak yakın çözümler sunmaktadır. Sayısal ölçümler karmaşık geometriler için bile daha doğru değerlendirmeler sağlayan 2 boyutlu ve 3 boyutlu sonlu elemanlar yöntemi ile yapılır [61].

56 35 3. JENERATÖRLERİN TEORİK ALT YAPISI Tasarlanan jeneratörün statik ve değişken manyetik alan analizleri Maxwell denklemlerini kullanan Ansys Maxwell yazılımı ile gerçekleştirilmiştir Maxwell Denklemleri Gauss Kanunu Nokta yük olması durumunda herhangi bir noktadaki elektrik alan şiddeti [62, 63]: F F Q E lim a 0 2 R (3.1) Q Q Q 4 R 0 Noktasal yük yerine bir çizgi, yüzey veya hacimde kalıcı bir yük dağılımı olması durumunda yükler çizgi, yüzey, hacim integrali şeklinde yazılabilir [62]. dq dl Q dl, dq SdS Q SdS, dq vdv Q vdv (3.2) L L L S V Eş. 3.1 deki elektrik alan şiddeti, sürekli yük dağılımı olması durumunda Q ifadesi yerine dq ile yazılabilir. Elektrik alan şiddeti E, boşluktaki (vakum, hava) 0 ifadesine bağlı bir büyüklük olduğundan D ifadesi ile yeni bir vektör alanı elektriksel akı yoğunluğu olarak tanımlanarak ortamsal özelliklere bağlılık ortadan kalkar [62]. D E (3.3) 0 Gauss Kanununa göre herhangi bir kapalı hacmi çevreleyen yüzeydeki toplam elektrik akısı o yüzeyin çevrelediği toplam yüke eşittir [62]. İntegral biçimindeki Gauss Kanunu ifadesi Eş. 3.4 te verilmektedir. enc v (3.4) S V Q d D d S dv

57 36 D d S terimine diverjans teoremi uygulanması durumunda Eş. 3.5 oluşur [62]. S D d S Ddv (3.5) S V Diferansiyel biçimdeki Gauss Kanunu ifadesi Eş. 3.6 da verilmektedir. D (3.6) v Buna göre hacimsel yük yoğunluğu, elektrik akı yoğunluğunun diverjansına eşittir. Gauss Kanunu ile nokta yük, sonsuz çizgisel yük, silindirik yüzey yük, yükün küresel dağılımı gibi simetrik yük dağılımlarında elektrik alan şiddeti ve elektriksel akı yoğunluğu ifadeleri bulunabilir [62] Manyetik alanlar için Gauss Kanunu Belirli bir alanda yük yerine manyetik alan kaynağı olması durumunda alanda N ve S kutupları bulunur [62]. D elektriksel akı yoğunluğuna benzer şekilde manyetik akı yoğunluğu B Eş. 3.7 deki gibi yazılabilir. D E B H (3.7) 0 0 S yüzeyinden geçen manyetik akı Eş. 3.8 de verilmektedir. B d S (3.8) S Kapalı bir yüzeye Gauss Kanunu uygulanırsa toplam akı toplam yüke eşit olduğundan manyetik akı kaynağındaki manyetik kutuplar (N ve S) birbirini sıfırlar. B d S 0 (3.9) S

58 37 Eş. 3.9 a diverjans teoremi uygulanırsa Eş elde edilir. B d S Bdv 0 B 0 (3.10) S V Manyetik kutupların birbirini sıfırlaması nedeni ile bu kanuna manyetik akının korunumu kanunu da denilmektedir [62] Faraday Kanunu Faraday deneylerine göre statik manyetik alan herhangi bir akım üretmez ancak zamanla değişen manyetik alan kapalı bir devrede akıma sebep olan bir gerilim (emk) indükler. Tel şeklinde bobinde tek bir sarım olması durumunda indüklenen emk Eş de verilmiştir. d e (3.11) dt Bobinde N adet sarım olması durumunda indüklenen emk Eş de belirtilmektedir. d e N (3.12) dt Eş. 3.8, Eş de yerine konulursa indüklenen gerilim (emk) ifadesi Eş deki gibi olur. d e B ds dt (3.13) S Nokta yük Q dan R kadar uzaklıktaki gerilim [63]: Q V ER 4 R (3.14) 0

59 38 Eş de gerilim değeri elektrik alan şiddeti ve uzaklığın çarpımına eşit olduğundan tel şeklindeki bir bobin üzerinde dl uzunluğu göz önüne alınırsa indüklenen gerilim Eş teki gibi olmaktadır. e E dl (3.15) L Zamanla değişen manyetik alanda hareketsiz kapalı devre İndüklenen akım nedeniyle manyetik akı yoğunluğu zamanla değiştiğinden indüklenen gerilim Eş da verilmektedir [62]. B e E dl d S t (3.16) L S Eş ya Stokes Teoremi uygulandığında Eş ve Eş elde edilir. S B ( E) ds d S t (3.17) S B E t (3.18) Statik manyetik alanda hareket eden kapalı devre Statik manyetik alanda iletken bir devre hareket ettirildiğinde hareket eden yük üzerindeki kuvvet Eş da verilmektedir. Fm Qu B (3.19) Bu kuvvete göre hareketsel elektrik alan ve indüklenen gerilim ifadeleri sırasıyla Eş ve Eş de verilmektedir. F (3.20) Q m Em u B

60 39 m (3.21) L L e E dl ( u B) dl Motor, jeneratör gibi elektrik makinelerinde oluşan bu emk ya hareketsel emk veya akı kesen emk denir. Manyetik alan içinde bobinler döndürülerek akı kesen emk elde edilir [62]. Eş e Stokes Teoremi uygulandığında: ( Em) d S ( u B) d S (3.22) S S E ( u B) (3.23) m Zamanla değişen manyetik alanda hareket eden kapalı devre Zamanla değişen manyetik alanda hareket eden kapalı iletken devre olması durumunda indüklenen emk Eş ve Eş in birleştirilmesi ile Eş de verilmektedir [62]. B e E dl d S ( u B) dl t (3.24) L S L Eş ve Eş birleştirildiğinde oluşan indüklenen emk ifadesi Eş de verilmektedir [62]. B E ( u B) t (3.25) Maxwell eklentisi ile Amper Yasası Amper yasası, kapalı bir döngü çevresinde manyetik alan şiddeti H nin tanjantsal bileşeninin çizgi integralinin döngünün çevrelediği net akım I enc ile aynı olduğunu ifade eder [62]. Bir başka ifade ile H nin dolaşımı I enc ye eşittir.

61 40 H dl I (3.26) enc L Stokes Teoremi uygulanırsa kapalı döngüdeki akım Eş deki gibidir. I H dl ( H ) d S enc (3.27) L S Akım yoğunluğu J ile gösterilirse kapalı döngü akımı Eş deki gibi olur. Ienc J d S H J (3.28) S Eş statik elektromanyetik alanlarda geçerlidir. Zamanla değişen manyetik alan için vektör alanı H yi içeren rotasyonel (curl) ifadenin ( H ) diverjansı alınırsa sıfıra eşit olmaktadır [62]. ( H) 0 J (3.29) Eş da gösterildiği gibi akımın sabit olmadığı durumda akım yoğunluğu J nin diverjansı sıfıra eşit olamaz. Bu nedenle Amper kanunu akımın zamanla değiştiği duruma uyumlu değildir. v J 0 t (3.30) Eş a uyumlu hale gelebilmek için Maxwell denklemlerinde Eş deki ifadeye yerdeğiştirme akım yoğunluğu J d eklenir. H J J d (3.31) Herhangi bir vektörün rotasyonelinin diverjansı alınırsa: ( H) 0 J Jd (3.32)

62 41 v D J d J ( D) t t t (3.33) Eş ve Eş den yerdeğiştirme akım yoğunluğu bulunabilir. J d D t (3.34) Zamanla değişen manyetik alanda Amper Yasasına dayalı Maxwell denklemi Eş te verilmektedir. D H J t (3.35) Yerdeğiştirme akımı I d aşağıdaki gibi ifade edilebilir. D I J d S d S d d (3.36) t S S Eş ya göre yerdeğiştirme akımı Id elektrik alanın değişmesinin sonucudur. I enc akımı, iletim akımı I ya eşit olduğundan yerdeğiştirme akımının iletim akımına eklenmesi ile Maxwell denklemi Eş deki gibi ifade edilebilir. D H dl I Id J d S d S t (3.37) L S S Eş den anlaşılacağı üzere manyetik alan şiddeti H nin kaynağı akım yoğunluğudur [64]. Maxwell denklemlerinin zamana bağlı durumda integral ve diferansiyel biçimde toplu gösterimleri Çizelge 3.1 de verilmektedir.

63 42 Çizelge 3.1. Değişken manyetik alanda Maxwell denklemleri [62] Integral Diferansiyel Maxwell Denklemi D d S dv Gauss Kanunu-Elektrik v v D S V B d S 0 B 0 Gauss Kanunu-Manyetik S L B E dl d S t S D H dl J d S d S t L S S B Faraday Kanunu E t D Maxwell-Amper Yasası H J t Statik manyetik alanda manyetik akı yoğunluğu ve elektriksel akı yoğunluğu ifadeleri zamana bağlı değişmediğinden Maxwell denklemlerinde Faraday Kanunu ve Maxwell- Amper Yasası nda yer alan zamana bağlı değişen ifadeleri sıfıra eşit olur. Statik manyetik alan olması durumunda Maxwell denklemleri Çizelge 3.2 de verilmiştir. Çizelge 3.2. Statik manyetik alanda Maxwell denklemleri [62] Integral Diferansiyel Maxwell Denklemi D d S vdv v D S V Gauss Kanunu-Elektrik B d S 0 B 0 Gauss Kanunu-Manyetik S E dl 0 E 0 Faraday Kanunu L H dl J d S H J Maxwell-Amper Yasası L S Maxwell denklemlerinden manyetik alanın zamanla değişiminin zamanla değişen elektrik alan oluşturduğu ve yine benzer şekilde zamanla değişen elektrik alanın manyetik alan oluşturduğu görülmektedir Jeneratör Verimi ve Kayıplar Jeneratör verimi aşağıdaki güç kayıplarının bulunması ile elde edilebilir [12]. Stator sargılarındaki I 2 R kaybı Hava aralığı sargısındaki kenar akımı kayıpları Stator nüvesinde demir kaybı Sürtünme ve sargı kaybı

64 43 Jeneratördeki kayıplar nüve kaybı, sargı kaybı olarak hıza bağımlı kayıplar ve bakır kaybı şeklinde hızdan bağımsız kayıplardır. Frekansın karesi ile orantılı kenar akımı kaybı ve frekansla doğru orantılı histerezis kaybı nüve kaybının bileşenleridir. Yüksek frekanslarda kenar akımı kaybı histerezis kaybından daha önemli olmaktadır. Sargı kaybı dönen rotor ve hava arasındaki ve rotor dönmesinden kaynaklı dağılan hava ve stator arasındaki sürtünmeden kaynaklanır. Ancak düşük-orta hız uygulamalarında nüve kaybı ve bakır kaybına göre sargı kaybı önemsiz değerdedir [21]. Nüve kaybı yaklaşık olarak hızla orantılı olarak değişir. Doğrudan bağlı, düşük hızlı makinelerde sargı ve sürtünme kaybı oldukça düşüktür. Üretilen gerilim hızla orantılıdır ve I 2 R kaybı da hızla orantılıdır. Düşük hızda I 2 R kaybı bu nedenle önemsizdir. Kayıplar aynı zamanda sargı sıcaklığını belirler [12]. NdFeB kullanan kalıcı mıknatıslı makinelerin performansı hem elektriksel hem de manyetik özelliklerini değiştirdiğinden kalıcı mıknatıs sıcaklığına büyük oranda bağlıdır. Sıcaklık yükselmesi manyetizasyonu azaltabilir. Mıknatıs sıcaklığının yükselmesinin sebebi kenar akımı ve histerezisden kaynaklı olarak mıknatısta üretilen kayıplardır. Mıknatıslarla asenkron dönen akı ve relüktans değişimi kayba yol açar. Relüktans değişimine ise stator dişlerinin ve oluk açıklıkları, akı değişimine ise faz akımı dalga formundaki harmonikler ve sargı mmk sının harmonikleri yol açar [65] Bakır kaybı Düşük hızlı jeneratörde Joule kaybı olarak da bilinen bakır kaybının hesabı için faz direncinin bilinmesi gerekir. Faza ait da direnç Eş de verilmektedir [66]. R ph, DC lcu (1 kcu ( T 20)) (3.38) S a Cu Cu Fazdaki da direnç çalışma sıcaklığına bağlıdır. Alternatif akımın deri etkisi ve yakınlık etkisi nedeniyle aa direnç, da dirençten daha büyüktür ancak tel çapı 1 mm civarı olan yuvarlak iletkenli düşük hızlı makinelerde aa direnç pratikte da dirence eşittir. Oluklar vasıtasıyla oluşan kaçak akı ayrıca iletkenler üzerinde kenar akımlarına da sebep olmaktadır. Faz akımı ve faz direncine bağlı olarak bakır kaybı Eş da verilmektedir [66]. P mi R (3.39) 2 cu ph ph

65 Histerezis kaybı Malzemedeki histerezis değişken alanda kayıplara yol açar. Şekil 3.1 de görüldüğü gibi manyetik alan şiddeti H, 1 noktasından 2 noktasına ( H depolanan enerji Eş daki gibi ifade edilebilir [67]. max ) arttığında birim hacimde w 1 Bmax HdB (3.40) Br Şekil 3.1. Histerezis kaybı enerji değişimi [67] 1 noktasından 2 noktasına hareket edildiğinde ( ) alanında hacim başına depolanan manyetik enerji w 1 oluşur [67]. 2 noktasından 3 noktasına hareket edildiğinde ( ) alanında hacim başına tersinen manyetik enerji w 2 olur. Manyetik alan şiddeti sıfıra yaklaştığında harcanan enerji [67]: w 2 B r HdB (3.41) Bmax Toplam histerezis enerjisi V hacminde bir cisim için çizgi integral olarak hesaplanabilir [67]. WHy V HdB (3.42) Alternatif akımda histerezis döngüsü devam ettiğinden harcanan histerezis gücü frekansla değişir. Histerezis eğrisi altındaki alan hacim başına histerezis enerjisi histerezis gücü [67]: w Hy ile tanımlanırsa

66 45 P Hy fvw (3.43) Hy Ampirik ifade ile histerezis kaybı Eş deki gibi ifade edilir [67]. P k fvb (3.44) Hy Hy k max k üstel ifadesi 1,5-2,5 arasında değişir. kh burada ampirik sabittir [67]. k ve khy ifadesi malzemenin histerezis eğrisinden hesaplanır [68] Kenar akımı kaybı Demir nüvede akının değişmesi durumunda iletken nüve malzemesinde akı, gerilim indükler ve kenar akımları oluşur. Bu akımlar akıda değişime direnç göstermeye meyillidir. Tek parça malzemede kenar akımı büyük olur ve akının malzemeye girmesine engeller. Kenar akımının etkisi, tek parça ferromanyetik metal nüveler yerine laminasyonlu veya yüksek dirençli bileşikler kullanılarak sınırlanır. Manyetik nüveler levhalardan yapılmasına rağmen ince bir levhada da akı değiştiğinden kenar akımı oluşur [68]. Levhalı bir malzemede laminasyonda oluşan kenar akımı kaybı: P eddy V f d Bmax (3.45) 6 Eş keddy katsayısı ile yazılırsa; P k fb 2 eddy eddy V( max ) (3.46) Sargılar hava aralığına yerleştirildiğinde mıknatısların hareketi her bir iletkende periyodik değişen bir manyetik alana sebep olur ve kenar akımı indükler. Yuvarlak kesitli iletken boyunca manyetik alanın sinüsoidal değişimi iletkende kayba neden olur [10]. İletkenlerde oluşan kenar akımı kaybı:

67 46 P eddy Bmax di (3.47) 32 Yuvarlak kesitli iletken tel yerine dikdörtgen kesitli tel kullanılırsa 32 değeri 24 olarak değiştirilir. Buradan yuvarlak kesitli tellerin kenar akımı kaybına daha az meyilli olduğu söylenebilir [8]. Statoru oluksuz makinelerde olduğu gibi iletkenlerin hava aralığındaki manyetik alanda bulunması ve kenar akımlarını artırmaktadır. Kenar akımından kaynaklı güç kaybı açısal hızın karesi ile orantılıdır. Bu nedenle rüzgar uygulamaları gibi değişken hızlı uygulamalarda optimum kenar akımından kaynaklı kayıp değeri elde edilemez. Faz akımının büyük olduğu durumda kalın tel gerekir. Kalın tel kullanımı kenar akımı kaybının yüksek olmasına yol açar. Dolaşan akımlardan korunmak için birbirinden yalıtılmış ince şeritlere bölünmüş iletken kullanmak kenar akımı kaybını azaltabilmektedir. Bu durum iletkende bakır malzeme kısmının azalmasına ve I 2 R kaybının artmasına yol açar. Faz akımı, makinedeki her bir bağımsız bobin paralel bağlanarak veya faz sayısı artırılarak azaltılabilir. Paralel bağlantıda da dolaşan akımların yüksek olma olasılığı nedeniyle makinenin faz sayısını artırma tercih edilir [8, 10]. Kenar akımı kaybı yüksek hızlarda önemli bir kayıp olabilmektedir [8, 9, 30]. Bobin sarımlarında tel çapı küçük tutularak aşırı kenar akımlarının oluşması engellenir [35]. Demir stator dişinin olmayışı sargılarda kenar akımı kayıplarını artırır. Bu kayıplar eşdeğeri olan oluklu makinelerdeki demir kayıplarından potansiyel olarak daha yüksek olabilmektedir [40]. Kenar akımı kaybı, sıcaklık artış tekniği kullanılarak kalıcı mıknatıs içinde tahmin edilebilmektedir. Teknik sadece hareketsiz mıknatısa uygulanmaktadır. Sıcaklık artışını ölçmek için çok sayıda sensör kullanılmakta ve kenar akımı dağılımından kaynaklı her bir ölçüm farkı kaydedilmektedir. Ortalama sıcaklık artışı kenar akımı kaybının nihai değerini vermektedir. Bu ölçümlerde her bir nokta ölçümde mıknatıs malzemesinin hacmi eşit alınmaktadır [65].

68 Aşırı kayıplar Kenar akımı indükleyen, malzemede manyetik domain yapısından kaynaklı hacimsel bir cisimde oluşan aşırı kayıplar Eş deki gibi ifade edilebilir [68]. P k fb 1,5 exc exc V( max) (3.48) Mekanik kayıp Rotorda sargı olmadığından mekanik kayıplar sadece rulmanda sürtünme kaybı olarak ele alınabilir. Bu durumda rulmanda oluşan sürtünme kaybı mekanik açısal hız, f sürtünme sabiti, F rulman yükü, [67]. D bearing rulman iç çapı olmak üzere Eş daki gibi hesaplanabilir P FD (3.49),bearing 0,5 f bearing Sürtünme sabiti f çelik için 0,08-0,2 arası alınır [67] Verim hesabı P fe demir kaybı, P cu nüve kaybı, P m mekanik kayıp olmak üzere verim [69] : P P P P P fe cu m (3.50) Demir kaybı histerezis kaybı, kenar akımı kaybı ve aşırı kayıplardan oluşmaktadır. Buna göre birim hacimde demir kaybı ve 3 fazlı makine için bakır kaybı : p k fb k ( fb ) k ( fb ) (3.51) k 2 1,5 fe,v Hy max eddy max exc max P cu 2 lcu (1 kcu ( T 20)) 3Iph CuSCua (3.52)

69 48

70 49 4. JENERATÖRÜN TASARIMI 4.1. Jeneratör Geometrisinin Oluşturulması Literatürde anma güç, gerilim ve akım değerleri sırasıyla 250 W, 58 V, 1,44 A olan, çift rotorlu ve çift taraflı tek statorlu, 16 adet dairesel mıknatıslı, statorunda özgün geometrik yapıda 12 adet nüve bulunan ve nüveler üzerinde 24 özdeş bobin sarılı, eksenel akılı, kalıcı mıknatıslı jeneratör prototipi yapılmıştır [29]. Bu çalışmada, makine parçalarının geometrik yerleşiminden ve jeneratör içindeki kullanılabilir hacimlerden daha fazla yararlanarak elektriksel çıkış gücünü artırmak hedeflenmiştir. Bu amaçla daha düşük yüksüz durum torku oluşturacak şekilde farklı rotor çaplarında kalıcı mıknatıs dizilimi sağlanmış ve maksimum manyetik akı dolaşımının sağlanması için rotorlara ard nüveler eklenmiştir. Tasarlanan jeneratöre ait Ansys Maxwell yazılımında oluşturulan benzetime esas birleştirilmiş model, bileşenlere ait görünüm ve kesit görüntüsü Şekil 4.1 ve Şekil 4.2 de sırasıyla gösterilmektedir. (a) (b) Şekil 4.1. (a) Birleştirilmiş model (b) Bileşenlere ait görünüm

71 50 Şekil 4.2. Jeneratörün kesit görüntüsü Yeni topolojide, M19 nüve malzemesinden yapılmış halka şeklinde ard nüve olarak isimlendirilen rotor nüvesi, kalıcı mıknatısların dizilimi yönünde yerleştirilmiştir. Ard nüve yapıları NdFeB kalıcı mıknatısların dış çaplarını kaplayacak şekilde tasarlanmıştır. NdFeB kalıcı mıknatısları rotor içine yerleşik durumdadır. NdFeB malzemesinin güçlü çekim etkisinden dolayı ard nüve yapıları alüminyum rotorda herhangi bir montaj işlemine gerek kalmadan sabit durabilmektedir. Jeneratörün nüve geometrisi ve dolayısıyla rotorlardaki mıknatıs dizilimlerinin farklı olması nedeniyle iki farklı çapta ard nüve yapısı oluşmuştur. Bu nedenle ard nüve yapıları tezde 1.Ard Nüve ve 2.Ard Nüve olarak adlandırılmıştır. 1.Ard Nüve, 310 mm dış çapa, 230 mm iç çapa, 2.Ard Nüve ise 220 mm dış çapa, 140 mm iç çapa sahiptir. Her iki ard nüve 40 mm radyal genişlikte ve 5 mm kalınlıktadır. Şekil 4.3 de ard nüvelerin yapısı ve boyutları gösterilmektedir. Şekil 4.3. Ard nüve boyutları Ard nüvelerin eklenmesi ile manyetik iletkenlik için yeni bir akı yolu sağlanmış ve böylece kalıcı mıknatıslardan kaynaklı kaçak akı ard nüveler üzerinden geri kazanılarak jeneratör gücü artırılmıştır ve dolayısıyla kalıcı mıknatısların kaçak akıları, ard nüve ile bobin sargılarında indükleme amacıyla kullanılmıştır.

72 51 Tasarlanan jeneratörde rotor malzemesi Alüminyum dur. Böylece paslanmaz çelik malzemelere göre daha hafif rotor malzemesi kullanılmaktadır. Ancak ard nüve kullanımı nüve malzemesi kullanımını artırdığından nüve kaybı oluşur. 3 fazlı makinede 16 adet dairesel NdFeB kalıcı mıknatıs bulunmaktadır. Jeneratörde sinüsoidal çıkış için dairesel mıknatıs seçilmiştir. Rotor çevresi 360 derece olduğundan mıknatıslar 360/16=22,5 derece olacak şekilde rotorların çevresine NS mıknatıs düzeninde radyal dizilmiştir. Nüve geometrisi sebebiyle mıknatıs dizilimleri iki rotor üzerinde farklı yerdedir. 2.Ard Nüve nin monteli olduğu rotor çapı küçültülerek Alüminyum malzeme azaltılmıştır. Oluşan küçük çaplı rotorda kalıcı mıknatıslar arası mesafe nüve geometrisi nedeniyle daha az olduğundan rotor miline daha yakın dizilim gerçekleşmiştir. Rotorlar bu nedenle çaplarının farkını ifade etmek amacıyla 1.Rotor ve 2.Rotor olarak isimlendirilmiştir. Kalıcı mıknatıslar N ve S kutuplarını birlikte barındırdığından nüveler karşısında yer alan mıknatıslar akı yolunu tamamlaması açısından aynı kutupludur. Şekil 4.4 te mıknatısların rotor üzerine yerleşiminde yer alan kutup dizilimleri gösterilmektedir. Şekil 4.4. Mıknatısların rotor üzerinde kutup dizilimi 2.Ard Nüve nin monteli olduğu küçük çaplı 2.Rotor, statorun soğutulması amacıyla makinede yeterli alanın oluşmasını sağlamaktadır [70]. İndüklenen gerilimi ve elektriksel çıkış gücünü artırmak ve makine parçalarının geometrik yerleşiminden ve makine içindeki kullanılabilir hacimlerden daha fazla yararlanmak amacıyla, stator nüveleri ve rotor arasındaki hava aralığı 1,5 mm ye indirilmiş ve statordaki bobinlerin çapları artırılarak bobinler arası mesafe azaltılmıştır.

73 52 Hava aralığının azaltılması ile hava aralığında kalıcı mıknatıslar tarafından oluşturulan manyetik akı yoğunluğu artmış ve dolayısıyla sargıları kesen manyetik akı arttığından sargılarda indüklenen gerilim (emk) artmaktadır. Makine boyutlarının değiştirilmeden hava aralığının azaltılması, nüve boyutlarının değiştirilmesi ile sağlanmıştır. Nüve geometrisi ve nüve boyutlarının değiştirilmesi Şekil 4.5 te verilmektedir. Nüve boyu Şekil 4.5 (b) de görüldüğü gibi rotor eksenine göre ok yönünde değiştirilerek jeneratör boyutları değiştirilmeden hava aralığı azaltılabilmekte ya da artırılabilmektedir. (a) (b) Şekil 4.5. (a) Jeneratöre ait nüve yapısı (b) Nüve boyutlarının değiştirilmesi Nüveler için ard nüve yapısı gibi M19 malzemesi kullanılmıştır. M19 malzemesine ait B-H eğrisi Şekil 4.6 da verilmektedir. Malzemede yaklaşık 1000 A/m manyetik alan şiddetinde 1.4 T akı oluşabilmektedir.

74 53 Şekil 4.6. Ard nüve ve nüve malzemelerine ait B-H eğrisi Bobinlerin çapı artırılarak iki farklı çapta bobin oluşturulmuştur. Bobinler nüvelere sarılı olduğundan hava aralığını azaltmak için bobinlerin sarılı olduğu nüve uç kısımlarının boylarının uzatılması bobin kalınlığının artmasına yol açmaktadır. Bu nedenle iki farklı çapta ancak aynı kalınlıkta bobinler oluşturulmuştur (Şekil 4.7). 1.Bobin, 69,5 mm çapa, 32,5 mm kalınlığa, 2. Bobin ise 46,4 mm çapa, 1.Bobin ile aynı kalınlığa sahiptir. Jeneratörde 12 adet nüveye sarılı 12 adet 1.Bobin ve 12 adet 2.Bobin olmak üzere 24 adet bobin vardır. 12 adet nüve olduğundan nüveler ve nüvelere sarılı bobinler rotorun radyal yönünde 30 derece açı ile dizilmiştir. Şekil Bobin ve 2.Bobin in boyutları

75 Jeneratörün Manyetik Devresi Tasarlanan jeneratöre ait akı yolu ve manyetik devre Şekil 4.8 deki gibi oluşturulabilir [29]. (a) (b) Şekil 4.8. (a) Jeneratörlere ait akı yolu (b) Jeneratöre ait manyetik devre Şekil 4.8 de l g hava aralığı, l m mıknatıs kalınlığı, l c nüve boyu, l b ard nüve kalınlığı olmak üzere Eş. 4.1 Eş. 4.4 ifadeleri: l 4l l l (4.1) b b1 b2 b3 l 2l l (4.2) g g1 g2 l 2l l (4.3) c c1 c2 l m 4l (4.4) m1

76 55 Bu uzunluklar manyetik akının geçtiği yolları tasvir etmektedir. Akı Şekil 4.8(b) deki gibi kapalı bir halka oluşturmaktadır. Manyetomotor kuvvet kuvvetler ise F ikişer mıknatısı temsil edecek şekilde sembolize edilmiştir. Jeneratör manyetik devresi hava aralığı içerdiğinden dolayısıyla kapalı bir alan oluşturmadığından Eş. 3.8 sıfıra eşit olmaz [71]. Integral biçiminde Eş. 3.8 skaler olarak yazıldığında manyetik akı yoğunluğu, havanın manyetik geçirgenliği 0, nüve malzemesi M19 un bağıl manyetik geçirgenlik kaysayısı r, manyetik alan şiddetinin skaler değeri H olmak üzere Eş. 4.5 den manyetik akı yoğunluğu B elde edilebilir. r değeri dönen elektrik makineleri ve transformatörlerde arasında değişir [64]. B H 0 rh (4.5) S Manyetik devrede manyetomotor kuvveti manyetik alan şiddeti Amper Kanunu ifadesinden Eş. 4.6 daki gibi yazılabilir [64]. F NI L Hdl (4.6) Eş. 4.6 da belirtildiği gibi sargıdan geçen net akım manyetomotor kuvvete eşit olduğundan elektromotor kuvvet sargıda oluşur. Relüktans ifadeleri için F manyetomotor kuvvet, manyetik akı, mıknatıs relüktansı, g toplam hava aralığı relüktansı, toplam ard nüve relüktansı olmak üzere: m toplam kalıcı c toplam nüve relüktansı, b N F l li S S N i i 1 i i i 1 0 r i i (4.7) şeklinde yazılabilir. N burada yukarıdaki elemanların sayısını temsil etmektedir. Ayrıntılı biçimde,

77 56 1 4l l l b 4 b 1 b2 b3 S S S b1 b2 b3 0 rb b1 b2 b3 (4.8) şeklinde yazılabilir. Şekil 4.8 deki manyetik devrede S b 2 ve S b 3 eşittir. l g g 2 g1 g 2 (4.9) 0Sg 1 2l l c 2 c 1 c2 S S c1 c2 0 rc c1 c2 (4.10) lm m 4 m 1 (4.11) S 0 rm m Toplam relüktans, bu durumda: t g m c b (4.12) olarak yazılır. mmk ifadesi Eş deki gibi yazılabilir. F Hl NI (4.13) Sadece bobin sargılarında mmk oluştuğundan mıknatıslar tarafından üretilen ve devreyi dolaşan manyetik akı: 2Hm 1lm1 2 t F m t (4.14) Hava aralığında manyetik akı yoğunluğu için,

78 57 B g H 0 g 2F m S t g (4.15) yazılabilir. Kalıcı mıknatıstaki manyetik akı yoğunluğu: B H B (4.16) mkn 0 r m m rm Nüvedeki toplam manyetik akı yoğunluğu: B H (4.17) c 0 rc c şeklindedir. Ard nüvelerdeki manyetik akı yoğunluğu, B H (4.18) b 0 rb b ifadesiyle verilir. Kalıcı mıknatıslar tarafından indüklenen akım Eş dan elde edilebilir. H l H l H l 2H l NI (4.19) g g c c b b m1 m1 Tasarlanan jeneratörde NdFeB35 kalıcı mıknatısının bağıl manyetik geçirgenlik katsayısı rm değeri 1,15 alınabilir [71]. M19 nüvesine ait bağıl manyetik geçirgenlik katsayısı r değeri alınabilir [72]. Ard nüve ve nüve malzemesi M19 olduğundan rc ve rb değerleri aynıdır.

79 Jeneratörün Elektriksel Devresi Maxwell denklemlerinde belirtildiği üzere Faraday Kanununa göre N sarımlı bir bobinde indüklenen gerilim manyetik akının zamanla değişimidir. Buna göre bobinde indüklenen gerilim: d ( t) db( t) e() t N NS (4.20) dt dt Hl NI ve bobindeki manyetik akı yoğunluğu bağlı olarak indüklenen zıt emk bir başka ifade ile indüklenen gerilim, N B I olduğundan bobinde zamana l NS di() t (4.21) l dt 2 bobin () et bobin olarak yazılır. Eş den indüktans elde edilebilir N.Sbobin r 0N Sbobin L (4.22) l l bobin bobin Tek bir bobine ait indüktans değeri tasarlanan jeneratör için sarım sayısı 200 alınırsa: / H m M19 malzemesi için r alınabilir [72] (0, 01) L 15,88 H olmaktadır. 0, 0325 Manyetik akı ve akım zamanla değiştiğinde indüktans bir başka ifade ile öz indüktans Eş zamana bağlı yazılırsa Eş elde edilir.

80 59 N IS olduğundan; l N L (4.23) I N d () t dt L (4.24) di() t dt Bobinler üzerinden geçen zamanla değişen akıma zıt yönde bir manyetik alan indüklediğinden alternatif akım devrelerinde indüktans değeri değişmez. Tasarlanan jeneratörde büyük boyuttaki 1.Bobin ve küçük boyuttaki 2.Bobin seri bağlıdır. Jeneratör 3 fazlı olarak tasarlandığından 12 adet 1.Bobin ve 2.Bobin den 4 adedi seri bağlanarak bir fazı oluşturacak şekilde 3 fazlı gruplandırma yapılmıştır. 3 fazı oluşturan seri bağlı bobin bağlantıları Şekil 4.9 da verilmektedir. (a) Şekil 4.9. (a) Seri bağlı bobin bağlantısı (b) (b) Jeneratörde bobin yerleşimi Şekil 4.9 da görüldüğü gibi sadece A fazı üzerindeki bobinler ele alınırsa L1, L3, L5, L7 bobinleri seri bağlı olup 1.Bobin i; L2, L4, L6, L8 bobinleri de seri bağlı olup 2.Bobin i temsil ettiği varsayılabilir. Jeneratöre ait elektriksel devre Şekil 4.10 da gösterilmiştir. Tasarlanan jeneratörde Z a stator empedansı, R yük jeneratörün elektriksel yükünü, et () bir fazda bulunan 8 adet bobinde indüklenen toplam gerilimi ifade etmektedir.

81 60 Şekil Jeneratörün bir fazına ait elektriksel devre e(t) v ( t) v ( t) v ( t) (4.25) R L yük di() t e( t) i( t) Ra L i( t) Ryük (4.26) dt e( t) i( t) Z i( t) R a yük (4.27) 4.4. Ansys Maxwell Yazılımı ile Çözüm Ansys Maxwell yazılımı, sonlu elemanlar yöntemi (SEY) kullanarak elektrik alanı, statik manyetik alanlar için manyetostatik, zamana bağlı geçici analiz ve kenar akımı problemlerini çözebilmektedir. Ansys Maxwell yazılımı uzayın sınırlı bölgesinde uygun sınır şartları ve hatta gerekli ise kullanıcıya özgü çözümler elde etmek için kullanıcı tanımlı başlangıç koşulları ile elektromanyetik alan problemlerini Maxwell denklemleri ile çözer [73]. Şekil 4.11 de yazılıma ait işleyiş sürecini veren akış şeması gösterilmektedir.

82 61 Şekil Ansys Maxwell yazılımına ait akış şeması [73] Başlangıçta Ansys Maxwell yazılımında model tasarımı için geometri oluşturulur. Geometri kartezyen, silindirik ve küresel koordinatlarda oluşturulabilmektedir. Daha sonra yazılım ile yapılacak çözüm türü belirlenir. Manyetik alan kaynakları (uyartımlar) ve sınır şartları belirlenerek kullanıcıya özgü çözüm türü oluşturulur. Yazılım 6 farklı çözüm türü gerçekleştirir. Her bir çözüm türü kendine özgü bir çözücüye sahip olup bu çözücüler Maxwell denklemlerini çözmek için tasarlanmıştır [73]. 1. Elektrostatik çözüm: Doğrusal malzemeler için gerilimin veya yüklerin sebep olduğu statik elektrik alanları, kuvvet, tork, kapasitans çözümü yapılabilir. 2. DA iletim: Gerilim, elektrik alanı ve akım yoğunluğu potansiyel farktan hesaplanır. Direnç matrisi türetilir. İletkeni çevreleyen yalıtkanlar elektrik alan hesabı için benzetime eklenebilir. 3. Zamanla değişen elektrik alanlar: Zamanla değişen gerilim, yük dağılımları veya homojen olmayan malzeme içindeki akım uyartımından kaynaklı zamanla değişen elekrik alanı çözümü yapılabilir. Elektriksel potansiyel hesaplanabilir. 4. Manyetostatik çözüm: Doğrusal ve doğrusal olmayan malzemeler için kalıcı mıknatısların, harici statik manyetik alanların, doğru akımın (da) sebep olduğu statik manyetik alan, kuvvet, tork, indüktans hesaplanabilir.

83 62 5. Kenar akımı çözümü: Doğrusal malzemeler için zamanla değişen harici manyetik alanlar ve alternatif akımın (aa) sebep olduğu sinüsoidal olarak zamanla değişen manyetik alan, kuvvet, tork, empedans hesaplanabilir. Tam dalga çözücüsü yer değiştirme akımlarını hesaba katar. Deri etkisi ve yakınlık etkisi gibi indüklenen alanlar da göz önüne alınır. 6. Geçici çözüm: Doğrusal ve doğrusal olmayan malzemeler için zamanla değişen ya da hareket eden elektrik kaynakları ve kalıcı mıknatısların sebep olduğu geçici manyetik alanlar hesaplanabilir. Deri etkisi ve yakınlık etkisi gibi indüklenen alanlar göz önüne alınır. Elektrik kaynağı da, sinüsoidal veya zamanla değişen gerilim ve akım olabilir. Bu çözümde Ansys Maxwell Circuit Editor ve Simplorer gibi harici yazılımlarla bağlantı kurulabilmektedir. Manyetostatik analiz, bobin, solenoid, motor, aktüatör uygulamaları ve kaçak alan hesaplamaları için gerçekleştirilebilir. Bu analizde tüm nesneler hareketsizdir ve statik manyetik alan hesaplanabilmektedir. Manyetik alan kaynağı iletkenlerdeki doğru akım, kalıcı mıknatıs ve harici sınır şartları tarafından oluşturulan statik manyetik alanlar olabilir. Manyetik alan ( H ) çözülür, akım yoğunluğu ( J ) ve manyetik akı yoğunluğu ( B ) manyetik alandan hesaplanır. Kuvvet, tork, enerji, indüktans temel manyetik alan nicelikleri ile türetilir. Geçici çözümde çözücü manyetik alanı zaman adımlarına göre anlık hesaplar. Statik manyetik alan kaynağı iletkende zamanla değişen akım veya kalıcı mıknatıs olabilmektedir. Bu çözümde de manyetik alan ( H ) çözülür, akım yoğunluğu ( J ) ve manyetik akı yoğunluğu ( B ) manyetik alandan hesaplanır. Kuvvet, tork, akı bağı ve nüve kaybı bu niceliklerden türetilir. Uyartım sinüsoidal de olabilmektedir. Sargılara gerilim ve akım uygulanabilir veya harici bir devre ile sarımlar ilişkilendirilebilir. Uyartım kaynağı olarak kalıcı mıknatıs da kullanılabilmektedir [73]. Bu tezde tasarlanan jeneratörün manyetostatik ve manyetodinamik çözümü yapılmıştır. Manyetostatik çözümde jeneratörün manyetik akı yoğunluğu ve yüksüz durum torku hesaplanmıştır. Manyetodinamik çözümde yüklü ve yüksüz durumda indüklenen akı, akım ve gerilim, nüve kaybı, bakır kaybı hesaplanmıştır. Ansys Maxwell yazılımı ile oluşturulan modelde malzemeler tanımlanır. Yazılımın kütüphanesinde jenerik özellikli malzemeler verildiğinden mevcut malzemenin özellikleri değiştirilebilmektedir [73]. Tezde oluşturulan eksenel akılı kalıcı mıknatıslı jeneratör

84 63 modelinde bobin iletkenleri için bakır malzeme, nüveler ve ard nüve için M19 malzemesi, rotor için Alüminyum malzeme ve kalıcı mıknatıslar için ise NdFe35 malzemesi atanmıştır. Sonlu elemanlar yöntemi analitik yöntemin yetersiz olduğu karmaşık alanların sayısal çözümü için kabul edilebilir bir yöntemdir. Çizilmiş olan karmaşık geometri sonlu eleman denilen basit parçalara ayrılır. Maxwell yazılımında sonlu elemanın asıl birimi tetrahedron denilen ve Şekil 4.12 de gösterilen 4 taraflı piramittir [73]. Şekil Tetrahedron yapısı [73] Eşkenar tetrahedronlar düğüm noktaları arasında kullanılan ikinci dereceden interpolasyonla çalışmaktadır. Eşkenar ve düzgün ağ (mesh) yapısı istenmektedir. Her bir eleman içinde istenen manyetik alan ikinci dereceden polinom fonksiyona (temel fonksiyon) yaklaştırılır [73]. H (,, ) x x y z a a x a y a z a xy a yz a xz a x a y a z Temel fonksiyonu elde etmek için manyetik alan nicelikleri 3 boyutlu benzetimde 10 nokta için hesaplanır (tetrahedron yapısında kenarlar üzerindeki ve düğümlerdeki noktalar). Diğer nicelikler, bütün alan uzayının içinden veya kısmi olarak manyetik alan çözümünden belirlenir [73]. Tetrahedronlar tanımlanır tanımlanmaz sonlu elemanlar S yüzey alanı, H manyetik alan, J akım yoğunluğu olmak üzere [ S][ H ] [ J ] matris denklemine yerleşir. Çözücü bu matrisi Gauss eleme metodu ve Cholesky metodu ile çözer [73].

85 64 Yazılımda çözümün doğruluğu her bir elemanın (tetrahedron) ebatına bağlıdır. Binlerce eleman kullanan ağa dayalı çözüm bir kaç eleman kullanılarak oluşturulan ağ ile yapılan çözümden daha doğrudur. Manyetik alanın, düğüm değerlerinden interpolasyon olması için her bir tetrahedronun yeteri kadar küçük bir bölgeyi kaplaması gerekir. Ancak matris çözümü yapıldığından çok sayıda tetrahedron tanımlamak önemli derecede bilgisayar hafızası ve belleği gerektirmektedir. Ağ yapısı sayısal manyetik alan çözümlerini belirlemek ve hacim entegrasyonu gibi diğer manyetik alan hesaplamaları için kullanılmaktadır. Yazılım ağ işlemleri için model geometrisine kendiliğinden adapte olabilen ağ yapısını oluşturmaktadır. Aşırı sayıda ağ tanımlamak uzun analiz zamanına yol açtığından ve ağın geometriye adapte olmasını zorlaştırdığından istenmeyen sonuçlar doğurabilmektedir [73]. Manyetostatik, kenar akımı, da iletim, elektrostatik çözücüleri adaptif ağ çözümünü gerçekleştirir. Adaptif ağda sonlu elemanlı bir ağ birbiri ardına gerçekleşen çözüm geçişlerinden sonra otomatik oluşturulur [73]. Tezde, manyetostatik çözümde tasarlanan jeneratör adet tetrahedron denilen elemandan oluşmaktadır. Bobin ve nüvelere ait ağ yapısı Şekil 4.13 de verilmektedir. Şekil Jeneratöre ait ağ yapısı Sınır şartları düzlemlerin, yüzeylerin ve nesneler arasındaki arayüzlerin karakteristiklerini kontrol etmeyi mümkün kılar. Yazılım tarafından çözülen manyetik alan denklemleri Maxwell denklemlerinin diferansiyel formundan türetilir. Manyetik alan vektörlerinin tek değerli, sınırlı ve türevleri ile birlikte kalıcı dağılıma sahip olduğu varsayılır. Sınırlar ve kaynaklar boyunca manyetik alan süreksizdir ve türev bir anlam ifade etmez. Bu nedenle sınır şartları süreksiz sınırlara karşı manyetik alan davranışını tanımlar. Akım, gerilim, yük uyartımı gibi uyartımlar, simetri düzlemleri, hakim/esir sınırlar, yalıtım sınırı, mevcut dış sınır olmak üzere yüzeyin yaklaştırılması, iki malzeme arasındaki sınırdan oluşan malzeme özellikleri olmak üzere üç tip sınır şartı vardır. Uyartımlar manyetik ve elektrik alan

86 65 kaynağını tanımlayan sınır şartlarından biridir. Uyartım manyetik alan için akım, elektrik alan için yük veya gerilim olabilmektedir. Çözücünün çalışması için benzetimde en az bir adet uyartım olmalıdır. Manyetik alana maruz bırakan sınırlar veya kendiliğinden manyetize olmuş nesneler alan çözümü için kaynak gibi davranır. Dahili uyartım ve harici uyartım olmak üzere iki tip uyartım şekli vardır. Dahili uyartım iletkenlerin kesitine veya elektrostatik çözümde olduğu gibi nesnelerin yüzeyine uygulanabilir. Harici uyartım ile birden fazla kaynakla uyartım yapılabilmektedir [73]. Tasarlanan jeneratöre ait manyetodinamik çözümde Ansys Maxwell Circuit Editor yazılımı kullanılarak harici devre oluşturulmuş, bobin sarımları ile ilişkilendirilmiş ve kalıcı mıknatıslarla uyartım yapılarak bobinlerde indüklenen akının, gerilimin ve akımın analizi ve devrede yük olması durumunda oluşan faz akımlarının ve faz geriliminin analizi yapılmıştır. Analiz aşamasında benzetime ait zaman adımı, bitiş zamanı, doğrusal olmayan malzeme içeren modeller için çözücünün çözüme yaklaşma miktarının ayarı yapılır. Bu aşamada yapılan değişiklikler benzetim zamanını ve hassasiyetini oldukça etkilemektedir. Tasarlanan jeneratöre ait manyetodinamik çözümde çıkış değerlerinin sinüs biçimli olmasının sağlanması amacıyla bitiş zamanın zaman adımına bölünmesi ile oluşan zamana bağlı değer alma sayısı hesaplanarak ve benzetimlerin bellekte kapladığı alan da göz önüne alınarak zaman adımları ve bitiş zamanları optimum seviyede tutulmuştur. Hassas değerler alınması açısından jeneratör rotorunun belli bir dereceye kadar dönmesi gerektiğinden benzetimlere ait zaman adımı ve bitiş zamanı, jeneratör rotorunun her bir dönme hızına göre oranlanarak belirlenmiştir. Manyetodinamik çözümde tork, hız, akım, indüklenen gerilimler, indüktans değerleri, kayıplar ve harici devrede ölçüm alınması istenen noktalar, tasarıma ait alan ve hacim değerleri gibi veriler grafiksel ve sayısal olarak oluşturulabilmektedir. Manyetostatik analizde manyetik alan, manyetik alan yoğunluğu, akım yoğunluğu ve vektörel gösterimleri elde edilebilmektedir. Tasarlanan jeneratörde benzetim sonuçlarına göre grafiklerin ve verilerin değerlendirilmesi aşamasında grafiğin kararlı duruma geldiği andan itibaren ölçüm noktaları belirlenmiştir. Şekil 4.14 te yazılım ile oluşturulan grafik örneğinde akım veya gerilim değerinin maksimum olduğu nokta, benzetimin başladığı zamana denk gelebilmekte ve değer alma

87 66 noktasında hatalara sebep olabilmektedir. Rotorun belirli bir devir alması ile oluşan kararlı durum, grafikte zaman ekseninin sonlarına doğru gerçekleşmektedir. Bu nedenle maksimum değerleri bulma amacıyla maksimum değer alma noktası, akım ve gerilim için aynı zaman değerli bir nokta olup bu nokta grafiklerin kararlı ana geldiği andan sonraki zaman değerleri arasından bulunmuştur. Şekil 4.14 te bu değer 3 fazlı gerilimin maksimum değeri için düşünülürse grafiğin kararlı hale geldiği nokta 27. ms den benzetimin bittiği zamana kadar olan sinüs eğrileridir. Bu sinüs eğrilerini oluşturan noktalar arasından 3 faz için maksimum değer bulunarak akım ya da gerilimin maksimum değeri belirlenmiştir. Zaman adımı ve bitiş zamanının uygun olarak belirlenmemesi durumunda daha az değer noktası ile sinüs eğrileri oluştuğundan eğride bozulmalar meydana gelmektedir. Şekil Ansys Maxwell yazılımı ile oluşturulan örnek grafik

88 67 5. JENERATÖRÜN MANYETOSTATİK ÇÖZÜMÜ Ansys Maxwell yazılımı ile yapılan manyetostatik çözümde, jeneratör rotorunun dönme hareketi yapmadığı bir başka ifade ile tüm jeneratör bileşenlerinin hareketsiz olduğu durumda manyetik akı yoğunluğu ve rotorun belirlenen bir dereceye kadar yüksüz durumda döndürülmesi ile de yüksüz durum torku hesaplanmıştır Manyetik Akı Yoğunluğu Şekil 5.1 de tasarlanan jeneratöre ait manyetik akı yoğunluğu vektörel biçimli dağılımla verilmiştir. Jeneratörün 3 fazlı yapısı nedeniyle 22,5 derece açı ile dizilen 16 adet kalıcı mıknatıs ve 30 derece açı ile dizilen 12 adet nüve arasında belirli kayma oluşturulmuştur ancak başlangıç durumunda 4 adet kalıcı mıknatıs nüve uçları ile aynı hizadadır. Kalıcı mıknatıs ile nüvenin aynı hizaya geldiği durumda nüvelerde 1,39 T değerinde maksimum manyetik akı yoğunluğu olduğu görülmektedir. Bu değer M19 nüve malzemesinin erişebileceği 1,4 T lik manyetik akı yoğunluğuna yakın bir değerdir. NdFeB kalıcı mıknatıslarının nüveden uzak konumlandığı yerlerde 1.Ard Nüve yapısı üzerindeki manyetik akı yoğunluğu 0 civarında olurken 1,39 T ye kadar ard nüvede akı yoğunluğu çıkışı gözlemlenmektedir. Şekil 5.1. Jeneratörün manyetik akı yoğunluğu Rotor üzerindeki kalıcı mıknatıslar nüveler ile aynı hizaya geldiğinde diğer rotor üzerinde aynı kutuplu kalıcı mıknatıslarla da hizalandığından akı yolu, maksimum akıyı sağlayacak şekilde tamamlanmaktadır. Şekil 5.2 de rotorlarda nüve hizalarında bulunan karşılıklı

89 68 mıknatıslar arası akı yolundaki vektörel manyetik akı yoğunluğu dağılımı daha detaylı gösterilmektedir. Hava aralığında 0,9 T civarında manyetik akı yoğunluğu oluşmaktadır. Şekil 5.2. Akı yolundaki manyetik akı yoğunluğu Rotora yerleşik 1.Ard Nüve ve 2.Ard Nüve üzerindeki manyetik akı yoğunluğu Şekil 5.3 te verilmiştir. 2.Ard Nüve yapısında kalıcı mıknatıslar nüve geometrisinden kaynaklı olarak birbirine yakın konumlandığından kalıcı mıknatısların nüvelere yaklaşma mesafesi azalmakta ve manyetik akı yoğunluğu daha fazla dağılarak artmaktadır. 1.Ard Nüve ve 2.Ard Nüve üzerinde maksimum 1,39 T değerinde manyetik akı yoğunluğu varlığı görülmüştür. Şekil Ard Nüve üzerindeki manyetik akı

90 69 Şekil Ard Nüve üzerindeki manyetik akı Tasarlanan jeneratörde manyetik alan ve dolayısıyla manyetik akı bir mıknatıstan bitişiğindeki mıknatısa geçerken dairesel yapı oluşturmaktadır. Manyetik akı nüveler üzerinden hava aralığını eksenel geçmekte ard nüve yapıları üzerinden ise dairesel dağılım oluşturarak radyal geçmektedir [70] Yüksüz Durum Torku Tek bir nüve göz önüne alınarak yüksüz durum torkunun açısal değişimi Şekil 5.5 de rotorun birer derece aralıkla 113 dereceye kadar döndürülmesi ile oluşturulmuştur. Bu durumda yüksüz durum torkunun sinüsodial değiştiği ve yaklaşık 5,5 Nm değerini aldığı bulunmuştur. Nüve uçlarının kalıcı mıknatıslarla aynı hizaya geldiği anlarda yüksüz durum torku değeri pozitif veya negatif yönde artmaktadır.

91 Yüksüz durum torku (Nm) Yüksüz durum torku (Nm) Rotor Açısı (Derece) Şekil 5.5. Tek bir nüvenin göz önüne alınması durumunda yüksüz durum torku Tüm nüvelerin göz önüne alınması durumunda ise rotorun 50 dereceye kadar döndürülen kısmını temel alan yüksüz durum torku Şekil 5.6 da verilmektedir. Bu durumda değer yaklaşık 3,5 Nm dir. Tek bir nüveye göre 12 adet nüve göz önüne alındığında torkta azalma meydana gelmekte ve sinüs grafiğinde bozulma oluşmaktadır. Bunun sebebi 3 fazlı makinede belli aralıklarla mıknatısların ve nüvelerin dağılmış olmasıdır Rotor Açısı (Derece) Şekil 5.6. Tüm nüvelerin göz önüne alınması durumunda yüksüz durum torku

92 71 6. JENERATÖRÜN MANYETODİNAMİK ÇÖZÜMÜ Ansys Maxwell yazılımında geçici durum çözüm türü seçilerek kalıcı mıknatısları ihtiva eden jeneratör rotoru 200 d/d, 400 d/d, 600 d/d, 800 d/d ve 1000 d/d hızla döndürülerek zamanla değişen manyetik alan elde edilmiş ve jeneratöre 10 ohm, 20 ohm, 30 ohm, 40 ohm, 50 ohm, 60 ohm ve 70 ohm elektriksel yük bağlanarak ve jeneratör yüksüz çalıştırılarak manyetodinamik çözüm gerçekleştirilmiştir. Manyetodinamik çözümde, zamanla değişen akım ve gerilimin etkin değerlerinin elde edilmesi ile jeneratör hızı ve yüke göre güç değerleri hesaplanmıştır ve jeneratör veriminin elde edilmesi için bakır ve nüve kayıplarının zamanla değişimi de incelenmiştir. Geçici durum çözüm türünde jeneratöre ait Maxwell Circuit Editor yazılımı ile oluşturulan harici devre, bobin sarımları baz alınarak Ansys Maxwell yazılımı ile ilişkilendirilmiştir. Harici devre modeli Şekil 6.1 de şematik olarak verilmektedir. Şekil 6.1. Jeneratörün harici devre modeli 6.1. Jeneratörün Yüklenme Durumları Jeneratör elektriksel olarak yüklendiğinde 3 faz akımı oluşarak yük üzerinde bir gerilim düşümü oluşmaktadır. Jeneratör yüksüz durumdayken jeneratör fazlarına ait iç dirençten kaynaklı olarak da bir miktar akım oluşmaktadır. Şekil 6.1 deki jeneratörün elektriksel devresine göre yük ve jeneratör iç direncinden aynı akım akmaktadır. Jeneratör yüklendiğinde bir başka ifade ile yüke bağlı direnç değerinin azalması ile çekilen akım artmakta ancak yük üzerinde oluşan faz gerilimi değeri azalmaktadır.

93 Gerilim (V) Gerilim (V) d/d rotor hızındaki jeneratörün 10 ohm yük ile yüklenmesi durumunda tek bir faza ait bobinler üzerinde indüklenen gerilim ve faz gerilimi arasındaki fark Şekil 6.2 de gösterilmektedir. Buna göre bobinlerde indüklenen gerilimin maksimum değeri 98 V iken yük üzerindeki gerilimden oluşan faz gerilimine ait maksimum değer 48 V dur Vfaz Vbobin Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 10 ohm yük durumunda bobin ve yük üzerindeki faz gerilimi 200 d/d hız ve 10 ohm yük durumda 3 faza ait faz gerilimleri ve faz akımı değişimi sırasıyla Şekil 6.3 ve Şekil 6.4 te gösterilmektedir. Bu durumda fazlara ait akımın maksimum değeri 4,8 A ve gerilimin maksimum değeri Şekil 6.2 de de belirtildiği gibi 48 V olmaktadır VA VB VC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 10 ohm yük için faz gerilimi

94 Gerilim (V) Akım (A) IA IB IC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 10 ohm yük için faz akımı Jeneratör rotor hızının değişmeyip (200 d/d) elektriksel yükünün 40 ohm olması durumunda bobinlerde indüklenen gerilimin maksimum değeri 10 ohm yük durumuna göre artarak 106 V ve faz geriliminin maksimum değeri 10 ohm yük durumuna göre artarak 86 V olmaktadır. Yükün omik direncinin artırılması durumunda bobinlerde indüklenen gerilim artmaktadır. Şekil 6.5 te bobinlerde indüklenen toplam gerilim ve yük üzerindeki gerilimden oluşan faz gerilimi beraber gösterilmektedir. Görüldüğü gibi bu iki gerilim birbirine oldukça yaklaşmıştır Vfaz Vbobin Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 40 ohm yük durumunda bobin ve yük üzerindeki faz gerilimi

95 Akım (A) Gerilim (V) d/d hız ve 40 ohm yük durumunda fazlara ait gerilim ve akım değişimleri Şekil 6.6 ve Şekil 6.7 de gösterilmektedir. Maksimum akım ve gerilim değerleri sırasıyla 2,1 A ve 86 V dur. Buna göre 200 d/d rotor hızında yük 10 ohm dan 40 ohm a çıkarıldığında yük üzerindeki gerilim artmakta ancak faz akımı yani yükten geçen akım azalmaktadır VA VB VC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz gerilimi IA IB IC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz akımı Rotor hızının 1000 d/d ya çıkarılıp yükün 10 ohm olması durumunda tek bir fazın bobinlerinde indüklenen gerilim ve yük üzerindeki faz gerilimi değişimi Şekil 6.8 de verilmektedir. Bu durumda bobinlerde indüklenen gerilimin maksimum değeri 209 V iken faz geriliminin maksimum değeri 94 V dur. Rotor hızının artması manyetik akının değişim

96 Gerilim (V) Gerilim (V) 75 hızını artırdığından ve dolayısıyla bobinlerde indüklenen gerilim arttığından bobinlerde indüklenen gerilim ve yük üzerindeki gerilim, 200 d/d rotor hızı ve 10 ohm yük durumu göz önüne alındığında artmaktadır Vfaz Vbobin Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 10 ohm yük durumunda bobin ve yük üzerindeki faz gerilimi Jeneratör rotor hızının 1000 d/d ve omik yükünün 10 ohm olması durumunda faz gerilimi ve faz akımının 3 faza göre zamanla değişimi Şekil 6.9 da ve Şekil 6.10 da verilmektedir. Benzetimin kararlı olduğu zaman kısmından değer alınırsa bu durumda faz geriliminin ve akımının maksimum değeri sırasıyla 94 V ve 9,3 A olmaktadır Zaman (ms) VA VB VC Şekil d/d hız ve 10 ohm yük için faz gerilimi

97 Gerilim (V) Akım (A) Zaman (ms) IA IB IC Şekil d/d hız ve 10 ohm yük için faz akımı 1000 d/d rotor hızının sabit kalarak yükün 40 ohm değerine çıkarılması durumunda bobinlerde indüklenen gerilim ve yük üzerinde gerilim değişimi grafiği Şekil 6.11 de verilmektedir. Bu durumda bobinlerde indüklenen gerilimin maksimum değeri 399 V iken faz geriliminin maksimum değeri 299 V dur. Buna göre bobinlerde indüklenen gerilim ve yük üzerindeki gerilim 1000 d/d rotor hızı ve 10 ohm yük durumu göz önüne alındığında artmaktadır. Yükün ve bobinlerin üzerine düşen gerilim birbirine yaklaşmaktadır Zaman (ms) Vfaz Vbobin Şekil d/d hız ve 40 ohm yük durumunda bobin ve yük üzerindeki faz gerilimi Şekil 6.12 ve Şekil 6.13 te rotor hızının 1000 d/d, yükün ise 40 ohm olması durumuna ait 3 faz gerilim ve akım değişimi gösterilmektedir. Fazlardaki maksimum gerilim değeri 299 V,

98 Akım (A) Gerilim (V) 77 maksimum faz akımı değeri ise 7,4 A dir. 200 d/d rotor hızı ve 40 ohm yük durumu ile karşılaştırıldığında faz akımı ve faz gerilimi değeri rotor hızı ile birlikte artmaktadır VA VB VC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz gerilimi Zaman (ms) IA IB IC Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz akımı Şekil 6.14 ve Şekil 6.15 de 600 d/d rotor hızı ve 40 ohm yük olması durumunda gerilim ve akımın maksimum değerinin zamanla değişimi gösterilmektedir. Rotor hızının azalması durumunda aynı yükte gerilim değeri 1000 d/d hız ile karşılaştırıldığında 299 V dan 220 V a, akım değeri ise 7,4 A den 5,5 A e düşmektedir.

99 Akım (A) Gerilim (V) VA VB VC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz gerilimi 8 6 IA IB IC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 40 ohm yük için faz akımı Jeneratörün rotor hızına ve omik yüke göre geriliminin etkin değerinin değişimi Şekil 6.16 da verilmektedir. Jeneratör hızı arttıkça yük üzerinde oluşan faz geriliminin etkin değeri artmaktadır. Sabit bir hızda omik yük değeri azalıp yani jeneratör yüklendikçe etkin faz gerilimi azalmaktadır. Etkin faz geriliminin maksimum değeri 70 ohm yük durumunda; 200 d/d hızda 67,5 V, 400 d/d hızda 130,8 V, 600 d/d hızda 187,9 V, 800 d/d hızda 235,7 V, 1000 d/d hızda 276,9 V olmaktadır.

100 Akım (A) Gerilim (V) d/dk 400 d/dk 600 d/dk 800 d/dk 1000 d/dk Omik Yük (Ohm) Şekil Omik yük ve hıza göre etkin faz gerilimi Şekil 6.17 de gösterildiği şekilde rotor hızı ve omik yüke göre etkin faz akımı değişimine bakıldığında jeneratör yüklendikçe faz akımı artmaktadır. Aynı omik yük değerinde faz akımı yüksek rotor hızlarında daha fazladır. Yük durumuna göre jeneratörden çekilen maksimum etkin faz akımı 6,6 A, minimum etkin faz akımı ise 0,96 A dir d/dk 400 d/dk 600 d/dk 800 d/dk 1000 d/dk Omik Yük (Ohm) Şekil Omik yük ve hıza göre etkin faz akımı Akım ve gerilimlerin etkin değerleri hesaplanarak çeşitli rotor hızlarında yüke göre güç değişimi Şekil 6.18 de verilmektedir. Rotor hızı arttıkça aynı omik yükte güç değeri artmaktadır d/d hız ve 50 ohm yükte jeneratör maksimum güç olarak yaklaşık 3,4 kw

101 Gerilim (V) Güç (W) Güç (W) 80 değerine ulaşmıştır. 200 d/d ve 400 d/d hızda 20 ohm yük değerinden sonra, 600 d/d ve 800 d/d hızda 40 ohm yük değerinden sonra, 1000 d/d hızda 50 ohm yük değerinden sonra jeneratörde güç düşmeye başlamaktadır d/dk 400 d/dk 600 d/dk 800 d/dk 1000 d/dk Omik Yük (Ohm) Şekil Omik yük ve hıza göre jeneratör gücünün değişimi 1000 d/d rotor hızında akım ve gerilimin etkin değerleri göz önüne alınması durumunda akıma göre gerilim ve güç değişimi Şekil 6.19 da verilmektedir Gerilim 260 Güç Akım (A) Şekil d/d hızda akıma göre gerilim ve güç değişimi

102 Gerilim (V) Güç (W) 81 Şekil 6.20 de 400 d/d hızda akımın etkin değerine göre gerilim ve güç değişimi verilmektedir Akım (A) Gerilim Güç Şekil d/d hızda akıma göre gerilim ve güç değişimi 6.2. Jeneratörün Yüksüz Çalıştırılması Jeneratör yüksüz durumdayken bobinler üzerinde indüklenen manyetik akının kaynağı kalıcı mıknatıslar olduğundan bobinler üzerinde rotor hızına bağlı olmaksızın indüklenen manyetik akı aynı olmaktadır. Jeneratör yüksüz durumdayken faz başına tek bir bobin üzerinde indüklenen manyetik akının zamanla değişimi 400 d/d rotor hızı ve 800 d/d rotor hızı için Şekil 6.21 ve Şekil 6.22 de gösterilmektedir. Tek bir bobinde indüklenen maksimum manyetik akı 0,9 Wb olmaktadır.

103 Manyetik Akı (Wb) Manyetik Akı (Wb) A Fazı B Fazı C Fazı Zaman (ms) Şekil d/d rotor hızında yüksüz durum manyetik akısı A Fazı B Fazı C Fazı Zaman (ms) Şekil d/d rotor hızında yüksüz durum manyetik akısı Jeneratörün yüksüz çalıştırılması durumunda faza ait iç direnç nedeniyle jeneratör içinde düşük değerde akım oluşmaktadır. Bu akım jeneratörde az miktarda gerilim düşümü oluşturur. Bu gerilim düşümü ihmal edilebildiğinden yüksüz durum gerilimi bobinlerde indüklenen gerilime eşit olacaktır. Şekil 6.23 de 200 d/d rotor hızı ve yüksüz durumda 3 faza ait maksimum gerilimin zamana göre değişimi bulunmaktadır. Yüksüz durumda gerilimin maksimum değeri 111 V dur.

104 Gerilim (V) Gerilim (V) VA VB VC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve yüksüz durumda faz gerilimi Jeneratör 1000 d/d rotor hızı ve yüksüz durumda çalışırsa 3 faza ait maksimum gerilim değişimi Şekil 6.24 de verilmiştir. Tasarlanan 3 fazlı jeneratörde belirtilen hızlarda ve yüksüz durumda oluşan maksimum gerilim 565 V dur. Bu durumda etkin gerilim değeri tek faz için 399 V olacaktır. Yüksüz durumda jeneratör gerilimi rotor hızı ile birlikte artmaktadır Zaman (ms) VA VB VC Şekil d/d hız ve yüksüz durumda faz gerilimi Jeneratörün 200 d/d ve 1000 d/d rotor hızında ve yüksüz çalıştığı durumda faza ait iç dirençten kaynaklı geçen akımın maksimum değerinin zamana bağlı değişimi Şekil 6.25 ve

105 Akım (ma) Akım (ma) 84 Şekil 6.26 de verilmektedir. Jeneratörün yüklenme durumlarında olduğu gibi hız arttıkça yüksüz durumda da iç dirençten kaynaklı akım artmaktadır. Yüksüz durum akım ve gerilim değişimleri grafikleri, sayısal analiz yöntemi kullanan analiz programında jeneratör analizlerine yönelik benzetim zamanlarının bir miktar uzun tutulması nedeniyle harmonik içermektedir [70] IA IB IC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve yüksüz durumda 3 faza ait akım IA IB IC Zaman (ms) Şekil d/d hız ve yüksüz durumda 3 faza ait akım

106 Nüve Kaybı (W) Jeneratörün Elektriksel Kayıpları Tasarlanan jeneratörün hıza ve zamana bağlı nüve ve bakır kayıpları Ansys Maxwell yazılımında geçici durum çözüm türü kullanılarak elde edilmiştir. Nüve kaybı hesabında M19 malzemesi için k Hy, k eddy, kexc değerleri sırasıyla 164,2, 1,3 ve 1,72 alınmıştır [29] Nüve kayıpları Jeneratörün 200 d/d rotor hızında nüve kaybının zamanla değişimi, 10 ohm, 30 ohm ve 70 ohm yük durumu ve yüksüz durum için Şekil 6.27, Şekil 6.28, Şekil 6.29 ve 6.30 da verilmektedir Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 10 ohm yükte nüve kaybı

107 Nüve Kaybı (W) Nüve Kaybı (W) Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 30 ohm yükte nüve kaybı Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 70 ohm yükte nüve kaybı

108 Nüve Kaybı (W) Nüve Kaybı (W) Zaman (ms) Şekil d/d ve yüksüz durumda nüve kaybı Rotor hızı 200 d/d iken benzetimin kararlı olduğu noktalardan değer alınırsa nüve kaybı jeneratörün yüklenme durumuna göre yaklaşık 3,5 W ile 4,4 W arasında değişmektedir. Rotor hızının artırılarak 1000 d/d ya çıkarılması durumunda 10 ohm, 30 ohm, 70 ohm yük durumu ve yüksüz durumda nüve kayıpları Şekil 6.31, Şekil 6.32, Şekil 6.33 ve Şekil 6.34 de verilmiştir Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 10 ohm yükte nüve kaybı

109 Nüve Kaybı (W) Nüve Kaybı (W) Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 30 ohm yükte nüve kaybı Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 70 ohm yükte nüve kaybı

110 Nüve Kaybı (W) Zaman (ms) Şekil d/d hız ve yüksüz durumda nüve kaybı Rotor hızı 1000 d/d iken benzetimin kararlı olduğu noktalardan değer alınırsa nüve kaybı jeneratörün yüklenme durumuna göre yaklaşık 9 W ile 27 W arasında değişmekte ve yüksüz durumda ise nüve kaybı 4 W ile 42 W arasında değişmektedir. Nüve kaybı analizinde elde edilen grafiklerden benzetimin kararlı olduğu kısımlardan nokta değerler alınarak nüve kaybının yüke ve hıza göre değişimi Şekil 6.35 de verilmektedir. Nüve kaybı aynı yük durumunda hıza göre artmakta ve aynı hızda ise jeneratör yüklendikçe nispeten azalmaktadır. Nüve kaybı, histerezis, kenar akımı ve aşırı kayıplarda yer alan manyetik akı yoğunluğu ve rotorun frekansı ile orantılı olduğundan jeneratörün hızlanması durumunda akı değişimi ve frekans arttığından nüve kaybı artmaktadır.

111 Bakır Kaybı (W) Nüve Kaybı (W) d/dk 400 d/dk 600 d/dk 800 d/dk 1000 d/dk Omik Yük (Ohm) Şekil Nüve kayıplarının yük ve hıza göre yaklaşık değişimi Bakır kayıpları Jeneratörün 200 d/d rotor hızında bakır kaybının zamanla değişimi, 10 ohm, 30 ohm ve 70 ohm yük durumu ve yüksüz durum için Şekil 6.36, Şekil 6.37, Şekil 6.38 ve 6.39 da verilmektedir Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 10 ohm yükte bakır kaybı

112 Bakır Kaybı (W) Bakır Kaybı (W) Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 30 ohm yükte bakır kaybı Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 70 ohm yükte bakır kaybı

113 Bakır Kaybı (nw) Zaman (ms) Şekil d/d hız ve yüksüz durumda bakır kaybı Rotor hızı 200 d/d iken jeneratörün kararlı duruma geçtiği ve benzetimin kararlı olduğu noktalardan değer alınırsa nüve kaybı jeneratör yüklendikçe artmakta ve jeneratörün yüklenme durumuna nüve kaybı 10 ohm yükte yaklaşık 40 W, 30 ohm yükte yaklaşık 12 W, 70 ohm yükte yaklaşık 3 W olmaktadır. Dolayısıyla sabit hızda jeneratör yüklendikçe bakır kaybı artmaktadır. Jeneratör yüksüz iken faz iç direncinden kaynaklı miliamper seviyesinde akım geçtiğinden yüksüz durumda bakır kaybı nüve kaybına göre oldukça düşük değerde olmaktadır. Rotor hızının 400 d/d ya çıkarılıp yükün 30 ohm olması ile oluşan bakır kaybı Şekil 6.40 da verilmektedir.

114 Bakır Kaybı (W) Bakır Kaybı (W) Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 30 ohm yükte bakır kaybı Rotor hızının 400 d/d ya çıkarılıp 30 ohm yük olması durumuda 200 d/d hız ve 30 ohm yük durumu ile karşılaştırıldığında bakır kaybı 12 W dan 38 W a çıkmaktadır. Maksimum bakır kaybının oluştuğu, rotor hızının 1000 d/d ve yükün 10 ohm olduğu durum Şekil 6.41 de verilmekte olup bakır kaybı için jeneratörün kararlı duruma geçtiği ve benzetimin kararlı olduğu noktalardan değer alınırsa maksimum bakır kaybı yaklaşık 152 W olmaktadır Zaman (ms) Şekil d/d hız ve 10 ohm yükte bakır kaybı

115 Bakır Kaybı (W) 94 Şekil 6.42 de omik yük ve rotor hızlarına göre bakır kaybının değişimi verilmektedir. Jeneratör yüklendikçe bakır kaybı da artar [74] d/dk 400 d/dk 600 d/dk 800 d/dk 1000 d/dk Omik Yük (Ohm) Şekil Bakır kayıplarının yük ve hıza göre yaklaşık değişimi Çizelge 6.1 de bakır ve nüve kayıplarının benzetimin kararlı olduğu noktalardan alınan değerleri jeneratörün yüklü ve yüksüz olma durumuna göre verilmektedir. Çizelge 6.1. Rotor hızı ve yüke göre bakır ve nüve kayıpları Rotor Hızı 200 d/d 400 d/d 600 d/d 800 d/d 1000 d/d Kayıp /Yük Yüksüz Bakır Kaybı (W) Nüve Kaybı (W) 21,82 nw 4,42 Bakır Kaybı (W) Nüve Kaybı (W) 87,51 nw 10,66 Bakır Kaybı (W) Nüve Kaybı (W) 190,7 nw 18,34 Bakır Kaybı (W) Nüve Kaybı (W) 348,48 nw 27,98 Bakır Kaybı (W) Nüve Kaybı (W) 512,26 nw 42,45 10 ohm 40,3 3,5 96,82 5,83 129,86 6,72 146,87 8, ,48 20 ohm 20,7 3,9 62,5 7,74 98,52 9,96 120,02 11,92 138,25 13,4 30 ohm 11,88 3,95 38,42 7,81 68,16 11,2 92,62 13, ,7 40 ohm 8,17 3,98 27,63 8,75 53,91 13,42 77,79 17,39 96,59 20,07 50 ohm 5,61 4,02 20,06 9,02 39,61 13,61 60,8 18,4 80,61 23,58 60 ohm 4,04 4,03 15,32 9,12 30,89 13,93 47,12 18,93 64,05 24,9 70 ohm 3,21 4,2 12,05 9,72 24,7 14,48 39,58 21,49 54,4 27,1 Tasarlanan jeneratörde tüm hızlarda nüve kaybı makine yüksüz durumda iken en yüksek değerine ulaşmaktadır. Yüklü durumda ise nüve kaybı en az değerine 200 d/d hız 10 ohm yük durumunda oluşur. Nüve kaybı manyetik akı yoğunluğu ile orantılı olduğundan düşük

116 Kayıp (W) 95 hızda azalmakta ve benzer şekilde omik yükün azalması durumunda indüklenen gerilim ve dolayısıyla manyetik akı yoğunluğu azalmaktadır. Jeneratörün maksimum gücü sağladığı 1000 d/d hız ve 50 ohm yük durumunda bakır ve nüve kayıplarının değişimi Şekil 6.43 te verilmektedir. Jeneratörün yüklü çalıştığı durumlarda bakır kaybı nüve kaybına göre yüksek değerler almaktadır Bakır Kaybı Nüve Kaybı Omik Yük (Ohm) Şekil d/d hız ve 50 ohm yük durumunda bakır ve nüve kaybı Nüve kaybı ve bakır kaybı toplamının omik yüke göre değişimi Şekil 6.44 de verilmektedir. Tasarlanan jeneratörde bakır kaybı nüve kaybına göre daha fazla olduğundan jeneratöre bağlı omik yük azaldıkça ve jeneratör rotor hızı arttıkça toplam kayıp artmaktadır.

117 Verim Toplam Kayıp (W) d/dk 400 d/dk 600 d/dk 800 d/dk 1000 d/dk Omik Yük (Ohm) Şekil Toplam kaybın yük ve hıza göre değişimi Mekanik kayıplar ihmal edilerek tasarlanan jeneratöre ait yük ve hıza göre hesaplanan verim değerleri Şekil 6.45 te verilmiştir. Jeneratör verimi, analiz programı kullanılarak mekanik kayıplar ihmal edildiğinde yaklaşık % 97 olmaktadır. Düşük rotor hızında (200 d/d) jeneratör yüklendiğinden en düşük verim yaklaşık % 89 olmaktadır Hız (d/d) Şekil Yük ve hıza göre verim Jeneratörün 1000 d/d anma hızında yaklaşık 3 kw güç üreteceği göz önüne alınarak güç yoğunluğu 336 kw/m 3 olmaktadır.

118 97 Tasarlanan jeneratöre ait tasarım parametreleri Çizelge 6.2 de verilmiştir. Çizelge 6.2. Jeneratöre ait tasarım parametreleri tablosu Parametreler Özellikler Faz sayısı 3 Dış rotor sayısı 2 İç stator sayısı 1 Anma hızı d/d 1000 Anma gücü (kw) 3,4 Anma gerilimi (V) 240 Anma akımı (A) 4,8 Elektriksel verim (%) 97 Güç yoğunluğu (kw/m 3 ) 336 Hava aralığı genişliği (mm) 1,5 1.Rotor dış çapı (mm) Rotor dış çapı (mm) 240 Rotor malzemesi Alüminyum 1.Ard nüve dış çapı (mm) Ard nüve dış çapı (mm) 110 Ard nüveler radyal genişlik (mm) 40 Ard nüveler kalınlığı (mm) 5 Ard nüve malzemesi M19 Mıknatıs adedi 16 Mıknatıs türü Mıknatıs şekli NdFeB Dairesel Mıknatıs kalınlığı (mm) 5 Mıknatıs çapı (mm) 30 Nüve malzemesi M19 Nüve adedi 12 Bobin sayısı 24 Bobinlerin iç çapı (mm) 20 1.Bobin dış çapı (mm) 69,6 1.Bobin kalınlığı (mm) 32,5 2.Bobin dış çapı (mm) 46,4 2.Bobin dış çapı (mm) 32,5 1.Bobin sarım sayısı Bobin sarım sayısı 200 Tel çapı (mm) 0,75 Tel malzemesi Bakır Stator iç direnci (ohm) 10 Yüksüz durum torku (Nm) 3,5

119 98

120 99 7. SONUÇ VE ÖNERİLER Kırsal alan uygulamalarında ve tahrik edici hızının değişken olduğu durumda mevcut makinelere alternatif olabilecek yeni bir eksenel ve radyal akılı, 16 kutuplu 24 bobinli, 2 farklı ebatta bobin, ard nüve ve rotor yapısına ve 1,5 mm hava aralığına ve dolayısıyla yeni bir geometriye sahip, değişken hızlı jeneratör tasarımı üzerine çalışma yapılmıştır. Tasarımı yapılan jeneratör, tahrik edici sistemin 1000 d/d hıza ulaşması ve çıkış değerlerinde gerekli regülasyonların yapılması durumunda şebekeden bağımsız olarak çalışabilecektir. Tasarlanan jeneratörde rotorun ya da statorun tamamı nüve malzemesi ile kaplı değildir. Nüve malzemesi jeneratörde sadece ard nüve yapısı ve ayrık nüvelerden oluşan statorda kullanılmıştır. Bu durum yüksüz durum torkunu ve nüve kaybını azaltmaktadır. Yine güç bakımından ard nüve yapısı ard nüvesize göre altı kat çıkış gücünü artırmıştır. Bobinlerde indüklenen gerilimin rotor hızının yanısıra yüke göre de değiştiği görülmektedir. Bu anlamda eksenel akılı makine çıkışları doğrusal değerler vermektedir. Tasarlanan jeneratörün sayısal yöntemi kullanan yazılımla oluşturulan çıkış değerleri elektrik makineleri tasarımında kullanılan formülasyonlarla kısmen değerlendirilmiştir. Bu anlamda yazılımın görsel olarak ampirik formüllerin anlaşılmasını kolaylaştırdığı görülmektedir. 3 boyutlu tasarım ve benzetimler Ansys Maxwell yazılımında yapılmıştır. Benzetimler zaman alıcıdır ve bellekte oldukça yer kaplamaktadır. Bu nedenle yazılıma ait özelliklerin iyi bilinmesi gerekmektedir. Yazılımda yer alan ağ yapısının belirlenmesi ve analiz zamanı ve zaman adımlarının makul ölçüde olması gerekmektedir. Kısa tutulan adımlar ve kısa analiz zamanı hatalı çıkış değerleri üretebilmektedir. Jeneratör verimi nispeten yüksek elde edilmiştir. Prototip aşamasında malzeme ve montaj bilgisinin önemli olacağı düşünüldüğünden çıkış değelerinin bir miktar düşebileceği ön görülmektedir. Bu kapsamda düşük hava aralığının ferromanyetik malzemeler üzerinde güçlü çekim kuvvetine sebep olabileceği, mıknatısların yüksek hızlarda ısınma oluşturabileceği göz önüne alınmalıdır.

121 100

122 101 KAYNAKLAR 1. Chen, A., Nilssen, R., and Nysveen, A. (2010). Performance comparisons among radial flux, multi-stage axial flux and three-phase transverse flux pm machines for downhole applications. IEEE Transactions on Industry Applications, 46(2), Chen, Y., Pillay, P., and Khan, A. (2005). PM Wind Generator Topologies. IEEE Transactions on Industry Applications, 41(6), Wang, F., Pan, J., Zhang, Y., Cai, X., Liu, Y., Li C., Du, J. (2011, May). Design and performance of large scale directdriven permanent magnet wind generators. International Conference on Power Engineering, Energy and Electrical Drives, Malaga, Spain. 4. Zhang, Z., Matveev, A., Nilssen, R., and Nysveen A. (2014). Ironless permanent-magnet generators for offshore wind turbines. IEEE Transactions on Industry Applications, 50(3), Gieras, J.F., Wang, R.J., Kamper, M. J. (2008). Axial Flux Permanent Magnet Brushless Machines (Second Edition). Netherlands: Springer, Campbell, P. (1974). Principles of a permanent-magnet axial-field DC machine. Electrical Engineers, Proceedings of the Institution, 121(12), Chan, C.C. (1987). Axial-field electrical machines-design and applications. IEEE Transaction On Energy Conversion. 2(2), Spooner, E. and Chalmers, B.J. (1992). Torus: a slotless, toroidal-stator, permanentmagnet generator. IEEE Proceedings on Electric Power Applications, 139(6), Chalmers, B.J., Spooner, E., Honorati, O., Crescimbini, F., and Caricchi, F. (1997). Compact permanent magnet machines. Electric Machines and Power Systems, 25(6), Soderlund, L. and Eriksson, J-T. (1996). A permanent-magnet generator for wind power applications. IEEE Transaction on Magnetics, 32(4), Wallace, R.R., Lipo, T.A., Moran, L.A., Tapia, J.A. (1997, May). Design and construction of a permanent magnet axial flux synchronous generator. Electric Machines and Drives Conference, Milwaukee, USA. 12. Chalmers, B. J., Wu, W., and Spooner E. (1999). An axial-flux permanent-magnet generator for a gearless wind energy system. IEEE Transactions on Energy Conversion, 14(2), Muljadi, E., Butterfield, C. P., and Wan, U. H. (1999). Axial-flux modular permanentmagnet generator with a toroidal winding for wind-turbine applications. IEEE Transactions on Industry Applications, 35(4),

123 Caricchi, F., Crescimbini, F., Honorati, O., Bianco, G.L., and Santini E. (1998). Performance of coreless-winding axial-flux permanent-magnet generator with power output at 400 Hz, 3000 r/min. IEEE Transactions on Industry Applications, 34(6), Luk, P.C., El-Hassan, T. (2003, 30 Mar.-3 Apr.). Back iron design for high speed PM axial flux generators. INTERMAG 2003, Magnetics Conference, Boston, USA. 16. Van Tichelen, P., Peeters, E. (2003, 6-9 Oct.). Design of a new axial flux permanent magnet generator for hybrid electric vehicles. Vehicular Technology Conference, Orlando, USA. 17. Hwang, D.H., Lee, K.C., Kang, D.H., Kim, Y.J., Choi, K.H., Park, D.Y. (2004, 2-6 Nov.). An modular-type axial-flux permanent magnet synchronous generator for gearless wind power systems. IECON 2004, 30th Annual Conference of IEEE Industrial Electronics Society, Busan, South Korea. 18. Parviainen, A., Pyrhonen, J., Kontkanen, P. (2005, May). Axial flux permanent magnet generator with concentrated winding for small wind power applications. IEEE International Conference on Electric Machines and Drives, San Antonio, USA. 19. Das, S., Arnold, D.P., Zana, I., Park, J.W., Lang, J.H., Allen, M.G. (2005, 30 Jan.-3 Feb.). Multi-watt electric power from a microfabricated permanent-magnet generator. 18th IEEE International Conference on Micro Electro Mechanical Systems, Miami, USA. 20. Locment, F., S , E., Piriou, F. (2006 Sept.). Soft magnetic composite axial flux seven-phase machine. ICEM 2006, Chania, Greece. 21. Anpalahan, P., Lamperth, M. (2006, 6-8 Sept.). Design of multi-stack axial flux permanent magnet generator for a hybrid electric vehicle. IEEE Vehicle Power and Propulsion Conference, Windsor, United Kingdom. 22. Sadeghierad, M., Lesani, H., Monsef, H., Darabi, A. (2008, Apr.). Leakage flux consideration in modeling of high speed axial flux PM generator. IEEE International Conference on Industrial Technology (ICIT 2008), Chengdu, China. 23. Fei, W., Luk, P.C.K. (2009, 3-6 May). Design and performance analysis of a high-speed air-cored axial-flux permanent-magnet generator with circular magnets and coils. IEEE International Conference on Electric Machines and Drives Conference, Miami, USA. 24. Kurt, E., Arslan, S., Demirtaş, M., Güven, M.E. (2011, May). Design and analysis of an axial-field permanent magnet generator with multiple stators and rotors. International Conference on Power Engineering, Energy and Electrical Drives (POWERENG), Malaga, Spain. 25. Kurt, E., Arslan, S., Gör, H., Demirtaş, M. (2013, May). Electromagnetic analyses of two axial-flux permanent magnet generators (PMGs). Fourth International Conference on Power Engineering, Energy and Electrical Drives (POWERENG), Istanbul, Turkey.

124 Niu, S., Liu, Y., Ho, S.L., and Fu, W.N. (2014). Development of a novel brushless power split transmission system for wind power generation application. IEEE Transactions on Magnetics, 50(11). 27. Park, Y.S., Koo, M.M., Jank, S.M., Choi, Y.J., and You, D.J. (2014). Performance evaluation of radial and axial flux pm wind power generators with mechanical energy storage system. IEEE Transactions on Energy Conversion, 30(1), Trapanese, M., Franzitta, F., and Viola, A. (2013). Design and performance of a high temperature superconducting axial flux generator, IEEE Transactions on Magnetics, 49(7), Gör, H. (2014). Eksenel Akılı Jeneratörlerin Tasarımı ve Uygulaması, Doktora Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, Shin, H.J., Choi, Y.J., Park Y.S., Koo, M.M., Jang, S.M., and Han, H. (2014). Electromagnetic vibration analysis and measurements of double-sided axial-flux permanent magnet generator with slotless stator. IEEE Transactions on Magnetics, 50(11). 31. Capponi, F.G., De Donato, G., and Caricchi, F. (2012). Recent advances in axial-flux permanent-magnet machine technology. IEEE Transactions on Industry Applications, 48(6), Xia, B., Shen, J.X., Chi, P., Luk, K., and Fei, W. (2014). Comparative study of air-cored axial-flux permanent-magnet machines with different stator winding configurations. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 62(2), Yi, J.E, Lee, K.W., Kim, B., Ko, J., Jeong, S., Noh, M.D., Lee, S.S. (2007, 4-7 Sept.). Micro flywheel energy storage system with axial flux machine. IEEE/ASME International Conference on Advanced Intelligent Mechatronics, Zurich, Switzerland. 34. Chan, T.F. and Lai, L.L. (2007). An axial-flux permanent-magnet synchronous generator for a direct-coupled wind-turbine system. IEEE Transactions on Energy Conversion, 22(1), Söderlund, L., Koski, A., Vihriala, H., Eriksson, J.T., Perala, R. (1997, 1-3 Sep). Design of an axial flux permanent magnet wind power generator. Eighth International Conference on Electrical Machines and Drives, Cambridge, United Kingdom. 36. Chan, T.F., Xie, S., Lai, L.L. (2007, 3-5 May). Computation of no-load and armature reaction fields of an axial-flux permanent-magnet synchronous generator. IEEE International Electric Machines & Drives Conference, Antalya, Turkey. 37. Chan, T.F., Lai, L.L. (2007, June). Permanent-magnet machines for distributed power generation: A review. IEEE Power Engineering Society General Meeting, Tampa, USA. 38. Wanjiku, J.G., Jagau, H., Khan, M.A., Barendse, P.S. (2011, Sep). Minimization of cogging torque in a small axial-flux pmsg with a parallel-teeth stator. IEEE Energy Conversion Congress and Exposition, Phoenix, USA.

125 Ferreira, A.P., Silva, A.M., Costa, A.F. (2007, 2-5 Sep). Prototype of an axial flux permanent magnet generator for wind energy systems applications. European Conference Power Electronics and Applications, Aalborg, Denmark. 40. De Santiago, J. and Bernhoff, H. (2011). 3D FEM modeling of ironless axial flux permanent magnet motor/generators. Journal of Electrical and Electronics Engineering, 4(1), Sadeghierad, M., Lesani, H., Darabi, A. (2007, 3-6 Dec). Design consideration of high speed permanent magnet generator with coreless stator. International Power Engineering Conference (IPEC 2007), Singapore. 42. Kahourzade S., Mahmoudi A., Ping, H.W., and Uddin M.N. (2014). A comprehensive review of axial-flux permanent-magnet machines. Canadian Journal of Electrical and Computer Engineering, 37(1), Khan, M.A., Pillay, P., Batane, N.R., Morrison, D.J. (2006, 8-12 Oct). Prototyping a composite smc/steel axial-flux pm wind generator. Conference Record of the IEEE Industry Applications Conference Forty-First IAS Annual Meeting, Tampa, USA. 44. Aydın M., Huang, S., Lipo, T.A. (2004). Axial flux permanent magnet disc machines: A review. SPEEDAM 2004, Capri, Italy. 45. Neelima, P., Manjeera, C., Babu, R.V. (2014). Modelling of axial flux induction machines and its application as differential in electrical vehicles. International Journal of Innovative Research in Advanced Engineering (IJIRAE), 1(12), Chan, T.F., Wang, W., and Lai, L.L. (2010). Performance of an axial-flux permanent magnet synchronous generator from 3-d finite-element analysis. IEEE Transactions on Energy Conversion, 25(3), Parviainen, A., Niemelä, M., and Pyrhönen, J. (2004). Modeling of axial flux permanentmagnet machines. IEEE Transactions on Industry Applications, 40(5), Boccaletti, C., Di Felice, P., Petrucci, L., and Santini, E. (2011). Parametric analysis of axial flux wind generators focused on total harmonic distortion evaluation. IET Renewable Power Generation, 5(2), Yu, J.S., Cho, H.W., Choi, J.Y., Jang, S.M., and Lee S.H. (2013). Optimum design of stator and rotor shape for cogging torque reduction in interior permanent magnet synchronous motors. Journal of Power Electronics, 13(4), Huang, S., Aydin, M., Lipo, T.A. (2001, 30 Sep - 4 Oct). TORUS concept machines: pre-prototyping design assessment for two major topologies. Industry Applications Conference, Thirty-Sixth IAS Annual Meeting Conference Record of the IEEE, Chicago, USA. 51. Mahmoudi, A., Rahim, N.A., and Hew, W.P. (2011). Axial-flux permanent-magnet machine modeling, design, simulation and analysis. Scientific Research and Essays, 6(12),

126 Aydın, M. Huang, S., and Lipo, T.A. (2001). Torque quality and comparison of internal and external rotor axial flux surface-magnet disc machines. IEEE Transactions on Industrial Electronics, 53(3), Hüner E., Aküner C. (2009, May). Eksenel motorlarda uygulanan kontrol yöntemlerine ilişkin bir inceleme. 5. Uluslararası İleri Teknolojiler Sempozyumu (IATS 09), Karabük, Türkiye. 54. Keyhani A., Studer C.B., Sebastian, T., Murthy, S.K. (1997, 5-9 Oct). Study of cogging torque in permanent magnet machines. Industry Applications Conference, Thirty- Second IAS Annual Meeting, New Orleans, USA. 55. Zhu, Z.Q. and Howe, D. ( 2000). Influence of design parameters on cogging torque in permanent magnet machines. IEEE Transactions on Energy Conversion, 15(4), Ping, H.W., Keet, W.Y. (2011, May). Effects of cogging torque due to amount of stator slot in permanent magnet generator using finite element analysis. IEEE International Electric Machines & Drives Conference (IEMDC), Niagara Falls, Canada. 57. Lee, G.C., Jung T.U. (2013). Design of dual structural axial flux permanent magnet generator for small wind turbine. TENCON Spring Conference, Sydney, Australia. 58. Guo, Z., Chang, L. (2005, 1-4 May). FEM Study on permanent magnet synchronous generators for small wind turbines. Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering, Saskatoon, Canada. 59. Moury, S., Iqbal, M.T. (2009, 3-6 May). A new approach to minimize the cogging torque of axial flux pmg for under water applications. Canadian Conference on Electrical and Computer Engineering, St. John's, Canada. 60. Hsieh, M.F., Dorrell, D.G., Yeh, Y.H., Ekram, S. (2009, 3-5 Nov). Cogging torque reduction in axial flux machines for small wind turbines. 35th Annual Conference of IEEE Industrial Electronics, Porto, Portugal. 61. Fei, W. and Luk, P.C.K. (2010). A new technique of cogging torque suppression in direct drive permanent magnet brushless machines. IEEE Transactions on Industry Applications, 46(4), Sadiku, M.N.O. (2000). Elements of Electromagnetics (Third Edition). USA: Oxford University Press, Hayt, W.H., Buck, J.A. (2000). Engineering Electromagnetics (Sixth Edition). USA: McGraw-Hill, 32, Fitzgerald, A.E., Kingsley, C., Umans, S.D. (2003), Electric Machinery (Sixth Edition). USA: McGraw-Hill, Malloy, A.C., Botas, R.F.M., and Lamperth, M. (2015). Measurement of magnet losses in a surface mounted permanent magnet synchronous machine. IEEE Transactions on Energy Conversion, 30(1),

127 Parviainen, A. (2005). Design of axial-flux permanent-magnet low-speed machines and performance comparison between radial-flux and axial-flux machines, PhD thesis, Lappeenranta University of Technology, Finland, Pyrhönen, J., Jokinen, T., Hrabovcova, V. (2013). Design of Rotating Electrical Machines (Second Edition). USA: Wiley, , Deng, F. (1999). An improved iron loss estimation for permanent magnet brushless machines. IEEE Transactions on Energy Conversion, 14(4), Vansompel, H., Sergeant, P., and Dupre, L. (2010). Optimized design considering the mass influence of an axial flux permanent magnet synchronous generator with concentrated pole windings. IEEE Transactions On Magnetics, 46(12), Kurt, E., Gör, H., and Döner U. (2016). Electromagnetic design of a new axial and radial flux generator with the back-irons. International Journal of Hydrogen Energy, 41(17), Oner, Y. and Kesler, S. (2016). 3D Magnetic analysis of permanent magnets in spherical configuration. Journal Of Electrical Engineering & Technology, 11(1), Shane, G.M. and Sudhoff, S.D. (2010). Refinements in anhysteretic characterization and permeability modeling. IEEE Transactions on Magnetics, 46(11), Ansys Inc. (2012). User s Guide Maxwell-3D, USA: Ansys Inc., Gör, H., Kurt, E., Bal, G. (2015). Analyses of losses and efficiency for a new three phase axial flux permanent magnet generator. 4th International Conference on Electric Power and Energy Conversion Systems (EPECS 15), Sharjah, UAE.

128 107 ÖZGEÇMİŞ Kişisel Bilgiler Soyadı, adı : DÖNER, Umut Uyruğu : T.C. Doğum tarihi ve yeri : , Ankara Medeni hali : Evli Telefon : 0 (538) umutdoner@yahoo.com Eğitim Derece Yüksek lisans Eğitim Birimi Gazi Üniversitesi / Elekt-Elektr. Müh. Mezuniyet tarihi Devam Ediyor Lisans Sakarya Üniversitesi / Elekt-Elektr. Müh Lise Ankara Deneme Lisesi 1996 İş Deneyimi Yıl Yer Görev 2009-Halen EÜAŞ Müdür Yardımcısı TEDAŞ Elektrik Mühendisi Yabancı Dil İngilizce Yayınlar 1. Kurt, E., Gör, H., Döner U. (2016). Electromagnetic design of a new axial and radial flux generator with the back-irons. International Journal of Hydrogen Energy, 41(17), Kurt, E., Gör, H., Döner U. (2015). Electromagnetic design of a new axial flux generator. 17th International Conference on Emerging Nuclear Energy Systems (ICENES 2015), Istanbul, Turkey Hobiler Multimedia teknolojisi, spor

129 GAZİ GELECEKTİR...