II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ

Transkript

1

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

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

4 KONGRE DÜZENLEME KURULU Ali Ekber ÇAKAR Yunus YENER Osman SERTER Oğuz İNCEOĞLU Mehmet ÖZSAKARYA Refik AKIN Adil KARA İbrahim MART Çınar ULUSOY Ümit BÜYÜKEŞMELİ İsmail YUSUMUT Mehmet ATILGAN Zeki ADER Serdar GÜNAY Mete KALYONCU Ali ÖZKAN Erkan TURAN Nejdet KURNAZ MMO Yönetim Kurulu Sekreter Üyesi MMO Yönetim Kurulu Sayman Üyesi MMO İstanbul Şube Yönetim Kurulu Üyesi MMO İzmir Şube Yönetim Kurulu Sayman Üyesi MMO İzmir Şube Yönetim Kurulu Üyesi MMO Ankara Şube Sekreter Üyesi MMO Adana Şube Temsilcisi MMO Bursa Şube Yönetim Kurulu Sayman Üyesi MMO Kocaeli Şube Yönetim Kurulu Üyesi MMO Antalya Şube Sekreter Üyesi MMO Diyarbakır Şube Yönetim Kurulu Üyesi MMO Denizli Şube Başkanı MMO Eskişehir Şube Başkan Vekili MMO Zonguldak Şube Yönetim Kurulu Üyesi MMO Konya Şube Sekreter Üyesi MMO Kayseri Şube Sekreter Üyesi MMO Trabzon Şube Yönetim Kurulu Yedek Üyesi MMO Samsun Şube Başkanı KONGRE YÜRÜTME KURULU Ertan SOYDAN Ahmet CERANOĞLU Durmuş KARA Halil YILMAZ Semih KUMBASAR Şemsettin IŞIL Ali KAVUR Ersoy KARAÇAR Lütfü MUMKAYA Suat DEMİRER Tuna BALKAN Yürütme Kurulu Başkanı Yürütme Kurulu Üyesi Yürütme Kurulu Üyesi Yürütme Kurulu Üyesi Yürütme Kurulu Üyesi Yürütme Kurulu Üyesi Yürütme Kurulu Üyesi Yürütme Kurulu Üyesi Yürütme Kurulu Üyesi Yürütme Kurulu Üyesi Yürütme Kurulu Üyesi KONGRE DANIŞMANLAR KURULU ACAR, Bilal ERALP, O. Cahit KÜÇÜKÇELEBİ, Ahmet III

5 AKÇALAR, Hakkı AKGÜN, Servet AKHAN, Serdar AKIN, Sadık AKIN, A. Yıldırım AKİDİL, Ahmet AKKÖK, Metin AKSOY, Muzaffer ALYAZ, Faruk ARAPOĞLU, Aret AREVYAN, Arden ARIKAN, M. A. Sahir ASLAN, İbrahim ASTÜRK, Savaş ATALMIŞ, Mevlüt ATIL, Tunç ATILGAN, Haydar AYKUN, Haluk AYTAR, Kadri BABALIK, Fatih BABAOĞLU, Civan BAĞATUR, Altan BABUÇCU, Murat BAĞCI, Şerafettin BAUER, Otto BAYDAR, Serdar BAYSAL, Zafer BAYSEÇ, Sedat BERBERYAN, Ara BEŞER, Erdoğan BIDIK, Ergun BİLAL, Raffi BİR, Atilla BÜYÜKTUNCAY, Gazanfer CANTÜRK, İsmail CELEP, H.Cengiz CİVAN, Ahmet COŞGÜNER, M. Muhittin COŞKUN, Erol COŞKUN, Mehmet ÇAĞDAŞ, Refik ÇAĞLAYAN, İbrahim ÇANKAR, Artin ÇELİKAYAR, Güner ÇEVİK, Ferit ÇİFTÇİ, Ümit ÇİMEN, Erdoğan DALKILIÇ, Fehmi DALKIRAN, Fikret DEMİRALP, M. Bülend DEMİRSOY, Özcan DEVİDAS, İliya DİNÇER Ahmet DİNİBÜTÜN, Talha DUYGULU, Enver EDİZER, Ali EMİR, Şahin ERASLAN, Aytunç ERCAN Yücel ERDEM, Ömer ERDÖNMEZ, Alkın ERGENÇ, Hasan EROL, Aygün ERSİN, Feyyaz ERTAN, Ergin ERTAŞ, Erol ERTUNÇ, Musa GAON, Mahir GAVRİLİDİS, Can GENÇ, İlhan GİRAZ, Kasım GÖRGÖREN, İsmail Seda GÜL, Vedat GÜLDOĞAN, Y. Fuat GÜLEÇ, Metin GÜLERYÜZ, Coşkun GÜMÜŞ, Feyyaz GÜNAL, Tayfun GÜVEN, Hüseyin GÜVENÇ, Levent HACIAHMET, Doğan HANNA, Antoine HAZIROL, Ejmel HEPSEVİM, Selçuk HIZAL, Nafız Aydın HÜROĞLU, Bülent İLERİ, Mustafa İLİDİL, Hilmi İZMİT, Ali KALKINAN, İbrahim KAN, Fatih KANÇAL, Gürbüz KAPLANGI, Pars KAPSAL, Cem KAPUCU, Sadettin KARABIYIK, Ahmet KARAÇAM, Haydar KARAERKEK, Cemil KARCI, Hayrettin KARSLI, Orhan KATALAN, Daryo KAYA, Enver KAYHAN, Haydar KAYNAR, Veli KEÇECİ, Galip KETEN, Okan KOCABAŞ, Mehmet KOZA, Yakup KURDOĞLU, Can KURTBAY, Nuri KURTÖZ, Kenan KURTÖZ, Mehmet KUTLU, Kenan KUZUCU, Ahmet DESTEKLEYEN KURULUŞLAR KÜLEGEÇ, Hagop MEMET, Erihan MİNASYAN, Arman NADİRLER, Kemal OBUT, İsmail OĞUZ, Dehri ONAY, Tahsin ÖKMEN, Atilla ÖSER, Güven ÖZCAN, Fatih ÖZENİR, Serdar ÖZKAN, Adnan ÖZKESER, Hüseyin ÖZKUL, Selçuk ÖZSİVRİ, Ercan ÖZTÜRK, Hasan ÖZYAFA, Ali ÖZYURT, Erdal PARLAR, Abdullah PLATİN, Bülent E. POLAT, Mehmet SARAÇ, Ahmet SARIGÖZOĞLU, Levent SENCER, Erol SERDAROĞLU, Ahmet SEZEN, İsmet SEZER, Turgut İsmet SİPAHİOĞLU, Cüneyt ŞAHİNKAYA, Ömer ŞEN, Mehmet ŞENLİYİM, Bülent TAŞKAYA, Halil İbrahim TAVUKÇU, Yavuz TEKASLAN, Özgür TELATAR, Bekir TEZCAN, Serdar TIRPAN, Aşkın TOĞRAN, Nadir TUNA, İlhan TÜRKAY, Osman TÜRKER, İhsan USKANER, Yusuf Azrail UYAR, Erol UZUN, Mustafa ÜNAL, M. Altan ÜNGÖR, M. Nurdoğan ÜNLÜSOY, Y. Samim VARAN, Ahmet VARON, Mois VATANSEVER, İsmet YAPICI, Mustafa YAŞAR, Yalçın YAVUZ, Atilla YILMAZ, Orhan YOUNG, Steven YÜKSEL, İbrahim ZENGİN, Avni IV

6 AKIŞKAN GÜCÜ DERNEĞİ ARAÇ VE ARAÇÜSTÜ EKİPMAN VE İŞ MAKİNALARI ÜRETİCİLERİ BİRLİĞİ DERNEĞİ ASME INTERNATIONAL TÜRKİYE ŞUBESİ CELAL BAYAR ÜNİVERSİTESİ ÇUKUROVA ÜNİVERSİTESİ DEMİR ÇELİK ÜRETİCİLERİ DERNEĞİ EGE ÜNİVERSİTESİ ERCİYES ÜNİVERSİTESİ GAZİ ÜNİVERSİTESİ İZMİR TİCARET ODASI İZMİR YÜKSEK TEKNOLOJİ ENSTİTÜSÜ KÜÇÜK VE ORTA ÖLÇEKLİ SANAYİİ GELİŞTİRME VE DESTEKLEME İDARESİ BAŞKANLIĞI MAKİNA İMALATÇILARI BİRLİĞİ MERSİN ÜNİVERSİTESİ ORTA DOĞU TEKNİK ÜNİVERSİTESİ SELÇUK ÜNİVERSİTESİ TAKIM TEZGAHLARI İŞ ADAMLARI DAYANIŞMA DERNEĞİ TEKNOLOJİK EĞİTİMİ GELİŞTİRME VAKFI TÜRK STANDARTLARI ENSTİTÜSÜ TÜRKİYE ORTA ÖLÇEKLİ İŞLETMELER, SERBEST MESLEK MENSUPLARI VE YÖNETİCİLERİ VAKFI KONGREYİ DESTEKLEYEN BASIN KURULUŞLARI ENDÜSTRİ & OTOMASYON DERGİSİ HAZIR BETON DERGİSİ KALIP TEKNOLOJİSİ MALZEME YAN SANAYİ DERGİSİ MAKİNE MARKET DERGİSİ MAKİNA MAGAZİN TÜRKİYE ENDÜSTRİ DERGİSİ METAL MAKİNA DERGİSİ OTOMASYON DERGİSİ SEKTÖREL TANITIM GAZETESİ V

7 KONGRE SEKRETERLERİ Turgay ŞİRVAN (MMO İzmir Şubesi) Erkan CİVELEK (MMO İstanbul Şubesi) KONGRE SEKRETERYASI Elif AYDOĞDU Mustafa TAŞPINAR Orhan ÖZCAN Sungu KÖKSALÖZKAN Önder SÖZEN Selin ŞENGÜN SUNUŞ Odamız, Hidrolik Pnömatik sektörü ile, birlikte üretme, bilgiyi paylaşma ve teknolojik yenilikleri halkın yararına sunma anlayışı çercevesinde bir kez daha buluşuyor. İlki beklenilenin üzerinde katılımla ve katılımcıların yoğun ilgisi ile gerçekleşen kongrenin ardından ülkemizin içinde bulunduğu kriz ortamına VI

8 rağmen hidrolik pnömatik sektörünün verdiği katkılarla sektörün gelenekselleşmeye aday olan Hidrolik Pnömatik Kongresini ikinci kez gerçekleştirmektedir. Sanayinin belkemiği olan ana sektörlerin makina imalatı, gıda, otomotiv, demirçelik, robotik, denizcilik, savunma sanayi, ambalaj, iş makinaları vb. vazgeçilmez ekipman ve malzemelerini üreten ve ithal eden, projelendiren, mühendislik uygulamalarını gerçekleştiren ve satış sonrası hizmetlerini yürüten Hidrolik ve Pnömatik sektörünün önemli sorunları bulunmaktadır. Odamızın, sektördeki üretici, ithalatçı, uygulayıcı, kullanıcı ve akademisyenleri ilk kez geniş bir katılımla biraraya getirmesi ile oluşturduğu kongre platformu sonrasında yaratılan sinerji, varolan sorunların çözümünün çok gecikmeyeceğinin bir göstergesi olmuştur. İkinci kongreyle de oluşan bu işbirliği ortamının gelişerek ülkemizde sektörün gelişimine katkılar sağlayacağı inancındayız. İkinci kez gerçekleştirilen Hidrolik Pnömatik Kongresi ve Sergisi, ilk kongrede sağladığı başarının ardından yine katılımcılık anlayışını ülke genelinde yaşama geçirerek oluşturulan Düzenleme, Yürütme ve Danışmanlar Kurullarıyla, kongreyi destekleyen kuruluşların uzun erimli çalışmalarının ürünü olarak gerçekleştirilmektedir. Hidrolik Pnömatik sektörünün gelişimine büyük bir ivme kazandıran kongrenin; ilgili tüm kişi, kurum ve kuruluşların katılımıyla üretken bir platform olma özelliğini koruyarak geleceğe taşıncağına ve kurumsallaşarak sektör için geleneksel bir buluşma olacağını düşünüyoruz. Odamız adına İstanbul ve İzmir Şubelerimiz yürütücülüğünde ikinci kez gerçekleştirilen Ulusal Hidrolik Pnömatik Kongresi ve Sergisi nin gerçekleşmesini sağlayan Düzenleme Kuruluna, Yürütme Kuruluna, Danışmanlar Kuruluna, Destekleyen Kuruluşlara ve basın kuruluşlarına, İstanbul ve İzmir Şubesi Yönetim Kurulu ve çalışanlarına, oturum ve panel başkanlarına, bildiri sunan ve panelist olarak katkıda bulunan meslektaşlarımıza, uzmanlara ve tüm delegelere, sergiye katılarak kongremize destek sağlayan değerli sektör firmalarına teşekkür ederiz. Saygılarımızla, MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI YÖNETİM KURULU 8 Kasım İZMİR ÖNSÖZ II. Ulusal Hidrolik Pnömatik Kongresi ve Sergi sinde 36 adet bildiri iki salonda sunulacaktır. Kongre süresince sektörün sorunlarının gündeme taşındığı, Hidrolik Pnömatik Sektöründe Üretimin, İthalatın ve İhracatın Sorgulanması, Denetimi ve Standardizasyonu ve Hidrolik Pnömatik VII

9 Sektöründe Tasarımcı, İmalatçı, Uygulayıcı ve Kullanıcı İlişkileri, Hizmet ve Personel Akreditasyonu konulu iki adet panelle tartışma ortamı yaratılacaktır. Panellere ilişkin Mevcut Durum Analiz Raporları basılarak katılımcılara dağıtılacaktır. Tartışmaları ise daha sonraki çalışmalarla Hidrolik Pnömatik Kongresi ve Sergisi ardından delegelere sunulacaktır. Bildiriler Kitabında Hidrolik Pnömatik alanında mühendis, uzman, danışman, öğretim üyesi ve kuruluşların bilgi ve birikimleri toplam 36 bildiride yansıtılmıştır. Bu bildirilerin konu başlıklarının önerilmesinden, son şeklinin verilmesine kadar uzanan süreçte Kongre Danışmanlar Kurulu Üyelerimizin ve Kongre Yürütme Kurulu Üyelerimizin görüşleri ve değerlendirmeleri önemli katkılar sağlamıştır. Kongre süresince gerçekleştirilen tartışmalara getirilen öneriler ve Kongrenin Değerlendirme Formlarındaki görüşler bizlerin çalışmalarına ışık tutacaktır. Kurumsallaşması ve gelenekselleşmesini öngördüğümüz Hidrolik Pnömatik Kongresi ve Sergi nde gerçekleştirilecek anketlerden elde edilecek veriler daha zengin bildiri oluşumuna zemin yaratacaktır. Düzenleme Kurulu olarak, ülkemizde hidrolik pnömatik alanlarında çağdaş bilgi ve teknolojinin geliştirilmesi ve yaratılması için tüm etkinliklere destek veren, öncülük eden Makina Mühendisleri Odası Yönetim Kurulu na, kongre çalışmalarının özgün bir çalışma ortamında yapılmasını sağlayan, kongre sekreteryasını oluşturarak, hazırlık çalışmalarında her türlü desteği esirgemeyen Makina Mühendisleri Odası İzmir ve İstanbul Şubesi Yönetim Kurulları na, kongre hazırlık çalışmalarının başlangıcından sonuçlandırılmasına kadar geçen sürede özverili çalışmalarıyla kongrenin gerçekleşmesine yoğun emek veren, kongre programının, bildiriler kitabının elinize ulaşması için editör olarak çalışan, iki yıla yakın bir süre boyunca periyodik olarak toplanarak görev yapan Kongre Yürütme Kurulu na, tüm sekreterlik ve hazırlık hizmetlerini yürüten Kongre Sekreteryası na ve Makina Mühendisleri Odası İzmir Şubesi çalışanlarına, özveriyle, gönüllü olarak Hidrolik Pnömatik Kongresi ve Sergisi nin yürütülmesinde görev alan sektörün mühendis adayları Dokuz Eylül Üniversitesi ve İzmir Yüksek Teknoloji Enstitüsü öğrencilerine, Hidrolik Pnömatik Kongresi nin ülke genelinde etkinliğini arttırmaya çaba göstererek Kongreyi Destekleyen Kuruluşlar statüsünde yer alan; Akışkan Gücü Derneği, Araç ve Araçüstü Ekipman ve İş Makinaları Üreticileri Birliği Derneği, ASME International Türkiye Şubesi, Celal Bayar Üniversitesi, Çukurova Üniversitesi, Demir Çelik Üreticileri Derneği, Ege Üniversitesi, Erciyes Üniversitesi, Gazi Üniversitesi, İzmir Ticaret Odası, İzmir Yüksek Teknoloji Enstitüsü, Küçük ve Orta Ölçekli Sanayi Geliştirme ve Destekleme İdaresi Başkanlığı, Makina İmalatçıları Birliği, Mersin Üniversitesi, Orta Doğu Teknik Üniversitesi, Selçuk Üniversitesi, Takım Tezgahları İş Adamları Dayanışma Derneği, Teknolojik Eğitimi Geliştirme Vakfı, Türk Standartları Enstitüsü, Türkiye Orta Ölçekli İşletmeler Serbest Meslek Mensupları ve Yöneticileri Vakfı na ve kongrenin sektöre duyurulmasında katkılarını esirgemeyen Kongre yi Destekleyen Basın Kuruluşları; Endüstri&Otomasyon Dergisi, Hazır Beton Dergisi, Kalıp Teknolojisi Malzeme Yan Sanayi Dergisi, Makina Market Dergisi, Makina Magazin Türkiye Endüstri Dergisi, Metal Makina Dergisi, Otomasyon Dergisi, Sektörel Tanıtım Gazetesi ne teşekkür ederiz. Ayrıca Hidrolik Pnömatik Kongresi nin oluşumuna görüş ve önerileri ile önemli katkılarda bulunan Kongre Danışmanlar Kurulu Üyelerine, sundukları bildirilerle kongreyi olanaklı kılan tüm meslektaş, uzman ve öğretim üyelerine, oturum başkanlarına, panel yöneticilerine, görüşlerini aktararak hidrolik pnömatik sektörünün sorunlarının tartışılması ve çözümler üretilmesine katkıda bulunan panelistlere, Kongre Delegesi olma bilincini taşıyan ve bu bilinçle çağdaş bilgi ve teknolojiye ulaşma çabası içinde olan değerli mühendislere ve teknik elemanlara, sergiye katılan tüm firmalara, sergiye katılmanın yanısıra üstlendikleri sponsorluklarla kongrenin önemli destekleyicileri arasında olan firmalara ve Ulusal Hidrolik Pnömatik Kongresinde görev alan tüm kişi, kurum ve kuruluşlara teşekkürlerimizi sunarız. KONGRE DÜZENLEME - YÜRÜTME KURULU 8 Kasım İZMİR PROGRAM BİLDİRİLERİ Sayfa No 1. KOCABAŞ, Mehmet. Hidrolik Sistemlerde Modern Ölçme Yöntemleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD VIII

10 2. KARAKAŞ, Y. Selim. Şişirme Makinalarında Cidar Kontrolu II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD CANDAN, Didem Ateşe Dayanıklı Yanmaz Hidrolik Sıvılar Poliglikol-Su Çözeltileri (HFC) II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD DURAK, Ertuğrul., ÇULCUOĞLU, Esin., KARAOSMANOĞLU, Filiz. Hidrolik Yağların Katkıları II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD BALKAN, Tuna., ARIKAN, M. A. Sahir. Hidrolik Sistemlerin Tasarımında Paket Program ve Hidrolik Modüller Kullanılarak Kolay Benzetim Yapılması II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD GÜRCAN, M. Burak., BAŞÇUHADAR, İlhan., BALKAN, Tuna. Hidrolik Sistemlerin MATLAB -RTWT ile Gerçek Zamanlı Denetimi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KARCI, Hayrettin. Tasarımda Kontrol Tekniğinin Yönlendirici Etkisi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ ERASLAN, H. Aytunç. Pnömatik Valflerin Gerçek Performanslarının Belirlenmesi ve Test Kriterleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ SİPAHİOĞLU, Cüneyt. Sıvama Preslerinde Hidrolik Uygulamaları II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ÇELİKAYAR, Güner. Sıvama ve Metal İşleme Preslerinde Modül Blok Uygulamaları II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD GÜVEN, Ahmet. Hidrolik Yağların Ana Fonksiyonları ve Hidrolik Yağ Seçimi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ÇAĞLAYAN, İbrahim H. Hidrolik Yağların İki Büyük Düşmanı: Kirlilik ve Su II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD EMANET, Salih. Hidrolik Sistemlerde Filtrasyon ve Filtre Elemanlarının Özellikleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD GÖKALP, Ömer Tanzer. Hidrolik Ünitelerde ve Yağlama Sistemlerinde Bakım ve İşletme Maliyetlerinin Filtrasyon Yoluyla Azaltılması II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KAPLANGI, Pars. Motorlu Araçların Soğutulmasında Hidrolik Fan Tahriği II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ERTÜRK, Behiç. Hidrolik Gürültü ve Azaltma Yöntemleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ÖNER, H. Ersel., GÜRCAN, M. Burak., BAŞÇUHADAR, İlhan., BALKAN Tuna. Hidrolik Simülatör Tasarımı II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ŞENGİRGİN, Mesut., YÜKSEL, İbrahim. Kuvvet Geribeslemeli Bir Test Düzeneğinin Tasarımı, Analizi ve Sistem Elemanlarının Seçimi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD YÜKSEL, İbrahim., ŞENGİRGİN, Mesut. Elektrohidrolik Valflerin Gelişimi ve Karakteristiklerinin İncelenmesi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD OBUT, İsmail. IX

11 Lojik Valf Tekniği ve Uygulamaları II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD AKKÖK, Metin. Dudaklı Sızdırmazlık Elemanlarının Sızdırmazlık Analizi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN DEMİRALP, M. Bülend. Sızdırmazlık Elemanlarında Karşılaşılan Problemler, Nedenleri ve Çözüm Önerileri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN ERALP, O. Cahit., TOKER, K.Atılgan. Endüstriyel Santrifüj Ön Tasarımı II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ EMİL, Murat. Hava Dağıtım Sistemleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ DAĞDEVİREN, Cüneyt., KULLUKÇU, Ali. Traktörlerde Hidrostatik Direksiyon Sistemi Tasarımı II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KEÇECİOĞLU, Galip. Tarım Traktörlerinin Hidrolik Sistemlerinde Gözlenen Gelişmeler II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ÇAYIR, Emrullah., ARSLAN, Soner. Hidrolik Devrelerde Asitleme ve Temizleme İşlemi ve Bir Uygulama II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KARASU, Tahir. Eksenel Simetrik Anigenişlemeli Borularda Kompleks Çevrintili Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ÇAYAN, Necip. Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ ÇATAK, Enver. Pnömatik Kas II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ BALKAN, Tuna., ÜNLÜSOY, Y. Samim. Servohidrolik Amortisör Dinamometresinin Modeli ve Simülasyonu II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD GÜRCAN, M. Burak., BAŞÇUHADAR, İlhan., BALKAN,Tuna. Servo Denetimli Hidrolik Sistemlerin Benzetimi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KARASU, Tahir. Geri Doğru Basamaklar Arkasında Kompleks Çevrintili Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN KARAÇAR, Ersoy. Hidrolik ve Pnömatiğe Alternatif Çözüm; Doğrusal Motorlar II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN KEÇECİOĞLU, Galip. Hidrolik Sistemlerde Meydana Gelen Kayıpların İncelenmesi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD SARAÇ, Ahmet. Hidrolik Sistemlerde Arıza Bulmaya Sistematik Yaklaşım II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD X

12 XI

13 XII

14 DİZİN AKKÖK, Metin. Dudaklı Sızdırmazlık Elemanlarının Sızdırmazlık Analizi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN BALKAN, Tuna., ARIKAN, M. A. Sahir. Hidrolik Sistemlerin Tasarımında Paket Program ve Hidrolik Modüller Kullanılarak Kolay Benzetim Yapılması II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD BALKAN, Tuna., ÜNLÜSOY, Y. Samim. Servohidrolik Amortisör Dinamometresinin Modeli ve Simülasyonu II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD CANDAN, Didem Ateşe Dayanıklı Yanmaz Hidrolik Sıvılar Poliglikol-Su Çözeltileri (HFC) II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ÇAĞLAYAN, İbrahim H. Hidrolik Yağların İki Büyük Düşmanı: Kirlilik ve Su II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ÇATAK, Enver. Pnömatik Kas II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ ÇAYAN, Necip. Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ ÇAYIR, Emrullah., ARSLAN, Soner. Hidrolik Devrelerde Asitleme ve Temizleme İşlemi ve Bir Uygulama II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ÇELİKAYAR, Güner. Sıvama ve Metal İşleme Preslerinde Modül Blok Uygulamaları II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD DAĞDEVİREN, Cüneyt., KULLUKÇU, Ali. Traktörlerde Hidrostatik Direksiyon Sistemi Tasarımı II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD DEMİRALP, M. Bülend. Sızdırmazlık Elemanlarında Karşılaşılan Problemler, Nedenleri ve Çözüm Önerileri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN DURAK, Ertuğrul., ÇULCUOĞLU, Esin., KARAOSMANOĞLU, Filiz. Hidrolik Yağların Katkıları II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ERALP, O. Cahit., TOKER, K.Atılgan. Endüstriyel Santrifüj Ön Tasarımı II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ ERASLAN, H. Aytunç. Pnömatik Valflerin Gerçek Performanslarının Belirlenmesi ve Test Kriterleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ ERTÜRK, Behiç. Hidrolik Gürültü ve Azaltma Yöntemleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD EMANET, Salih. Hidrolik Sistemlerde Filtrasyon ve Filtre Elemanlarının Özellikleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD EMİL, Murat. Hava Dağıtım Sistemleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ GÜRCAN, M. Burak., BAŞÇUHADAR, İlhan., BALKAN, Tuna. Hidrolik Sistemlerin MATLAB -RTWT ile Gerçek Zamanlı Denetimi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD XIII

15 GÜRCAN, M. Burak., BAŞÇUHADAR, İlhan., BALKAN,Tuna. Servo Denetimli Hidrolik Sistemlerin Benzetimi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD GÖKALP, Ömer Tanzer. Hidrolik Ünitelerde ve Yağlama Sistemlerinde Bakım ve İşletme Maliyetlerinin Filtrasyon Yoluyla Azaltılması II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD GÜVEN, Ahmet. Hidrolik Yağların Ana Fonksiyonları ve Hidrolik Yağ Seçimi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KAPLANGI, Pars. Motorlu Araçların Soğutulmasında Hidrolik Fan Tahriği II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KARAÇAR, Ersoy. Hidrolik ve Pnömatiğe Alternatif Çözüm; Doğrusal Motorlar II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN KARASU, Tahir. Eksenel Simetrik Anigenişlemeli Borularda Kompleks Çevrintili Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KARASU, Tahir. Geri Doğru Basamaklar Arkasında Kompleks Çevrintili Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN KARCI, Hayrettin. Tasarımda Kontrol Tekniğinin Yönlendirici Etkisi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ KARAKAŞ, Y. Selim. Şişirme Makinalarında Cidar Kontrolu II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KEÇECİOĞLU, Galip. Hidrolik Sistemlerde Meydana Gelen Kayıpların İncelenmesi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KEÇECİOĞLU, Galip. Tarım Traktörlerinin Hidrolik Sistemlerinde Gözlenen Gelişmeler II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD KOCABAŞ, Mehmet. Hidrolik Sistemlerde Modern Ölçme Yöntemleri II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD OBUT, İsmail. Lojik Valf Tekniği ve Uygulamaları II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ÖNER, H. Ersel., GÜRCAN, M. Burak., BAŞÇUHADAR, İlhan., BALKAN Tuna. Hidrolik Simülatör Tasarımı II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD SARAÇ, Ahmet. Hidrolik Sistemlerde Arıza Bulmaya Sistematik Yaklaşım II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD SİPAHİOĞLU, Cüneyt. Sıvama Preslerinde Hidrolik Uygulamaları II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD ŞENGİRGİN, Mesut., YÜKSEL, İbrahim. Kuvvet Geribeslemeli Bir Test Düzeneğinin Tasarımı, Analizi ve Sistem Elemanlarının Seçimi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD YÜKSEL, İbrahim., ŞENGİRGİN, Mesut. Elektrohidrolik Valflerin Gelişimi ve Karakteristiklerinin İncelenmesi II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD XIV

16 YAZARLAR DİZİNİ AKKÖK, Metin 299 GÖKALP, Ömer Tanzer 189 ARIKAN, M. A. Sahir 47 GÜRCAN, M. Burak 57, 237, 453 ARSLAN, Soner 369 GÜVEN, Ahmet 131 BALKAN Tuna 237, 47, 57, 443, 453 KAPLANGI, Pars 201 BAŞÇUHADAR, İlhan 57, 237, 453 KARAÇAR, Ersoy 487 CANDAN, Didem 21 KARAKAŞ, Y. Selim. 13 ÇAĞLAYAN, İbrahim H. 147 KARAOSMANOĞLU, Filiz 35 ÇATAK, Enver 435 KARASU, Tahir 381, 473 ÇAYAN, Necip 395 KARCI, Hayrettin 71 ÇAYIR, Emrullah 369 KEÇECİOĞLU, Galip 357, 495 ÇELİKAYAR, Güner 105 KOCABAŞ, Mehmet 1 ÇULCUOĞLU, Esin 35 KULLUKÇU, Ali 345 DAĞDEVİREN, Cüneyt 345 OBUT, İsmail 281 DEMİRALP, M. Bülend 311 ÖNER, H. Ersel 237 DURAK, Ertuğrul 35 SARAÇ, Ahmet 505 EMANET, Salih 159 SİPAHİOĞLU, Cüneyt 87 EMİL, Murat 331 ŞENGİRGİN, Mesut 253, 263 ERALP, O. Cahit 321 TOKER, K.Atılgan. 321 ERASLAN, H. Aytunç 81 ÜNLÜSOY, Y. Samim 443 ERTÜRK, Behiç 211 YÜKSEL, İbrahim 253, 263 XV

17 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 01 Hidrolik Sistemlerde Modern Ölçme Yöntemleri MEHMET KOCABAŞ Hidroser Ltd. Şti.

18 3 HİDROLİK SİSTEMLERDE MODERN ÖLÇME YÖNTEMLERİ Mehmet KOCABAŞ ÖZET Günümüzde, hidrolik sistemlerin daha performanslı,hassas, hızlı ve kontrol açısından daha esnek olması gerekmektedir. Bu gerekliliklere ilaveten yakalanılmış olan yüksek standartlardan aşağı düşülmemelidir. Hidrolik sistemlerde yüksek standartlarda kalabilmek için, çok iyi projelendirme, kaliteli imalat, standartlara uygun tesisat,montaj ve devreye alma işlemlerinin yapılması gerekir. Bütün bunlar yapıldıktan sonra devreye alınmış sistemimizin rutin olarak performansının değerlendirilmesi ve oluşabilecek arızaların önceden tespit edilebileceği şartları sağlamak için, hidrolik sistemin özellikle koruyucu - kestirimci ve planlı bakım mahiyetinde kontrollerinin yapılması ve durumun analiz edilmesi gerekir. Hidrolik akışkanın sıcaklığını, kirliliğini, basıncını ve debisini ölçen modern ölçüm cihazları ile hidrolik sistemdeki analiz edilecek değerler sürekli izlenebilir, kayıt altına alınabilir, kaydedilen veriler grafik ya da tablolar halinde çıktı olarak alınabilir, ya da bu veriler bilgisayara yüklenerek uzun süreli karşılaştırmalı analizler yapılabilir. Koruyucu ve kestirimci bakım, servis, makine ayarı ve optimizasyonu gibi konularda çok önemli olan modern ölçüm cihazları, aynı zamanda proses kontrolünde, test makineleri gibi karmaşık ve kapalı devre çevirimlerde yaygın olarak kullanılmaktadır. GİRİŞ Hidrolik sistemlerde ölçülmesi ve değerlendirilmesi gereken pek çok parametreler vardır. Bu parametrelerden bazıları akışkanın debisi, basıncı, sıcaklığı ve kirlilik durumudur. Bütün bu parametrelerin sağlıklı bir şekilde ölçülmesi bize hidrolik sistemin durumu ve performansı açısından bilgi verir. Hidrolik sistemlerin verimliliğinin izlenmesi açısından ve önüne geçilebilecek arızaların önceden kestirilip önlem alınabilmesi açısından bu ölçümlerin yapılması ve değerlendirilmesi çok faydalıdır. Hidrolik sistemlerin performansının en büyük kriterlerinden biri olan basınç ölçümünün güvenilir bir şekilde yapılması ve performans analizi yapılabilmesi için elektronik destekli ölçüm elemanları kullanmak gerekir. Basınç değerinin sürekli ve kontrol altında tutularak izlenmesi ve analiz edilebilmesi için basınçla doğrusal bir şekilde elektrik çıkışı üreten basınç-elektrik çeviricileri, (basınç transmitterleri ) kullanılır. Basınç Transmitterleri Basınç transmitterleri gaz ya da sıvı formundaki akışkanların basınçlarını ölçerek doğrusal olarak elektrik sinyallerine çeviren cihazlardır. Bu cihazların değişik basınç aralıklarında ölçüm yapabilen

19 4 çeşitleri mevcuttur. Mutlak basınç, basınç ve fark basınç transmitterleri olarak üç değişik grupta toplanabilen ölçüm cihazları, konstrüktif açıdan değişiklikler göstermekle beraber, ölçüm metodları ve ölçüm elemanları yönünden birbirlerine benzerler. Basınç Transmitterlerinin Yapısal Özellikleri Çok değişik kimyasal özelliklere sahip (Korosif ya da korosif olmayan) sıvı ya da gaz formundaki akışkanların basıncını ölçebilen transmitterlerde ölçüm elemanı olarak basınçla doğrusal olarak direnç değeri değişen piezo-resistive elemanlar ya da ince polysilikon - film tabakası halinde ölçüm hücreleri kullanılır. Akışkanla ölçüm elemanını birbirinden çok özel ve hassas bir şekilde imal edilen paslanmaz malzemeden diyafram ( membran ) ayırır. Ölçüm elemanı ile membran arasında basıncı ileten genellikle silikon esaslı özel bir yağ bulunur. Basınca doğrusal olarak,ölçüm elemanı üzerindeki direnç değişiminden milivolt cinsinden bir çıkış alınır. Bu çıkış transmitter içerisindeki yükseltici devre vasıtasıyla yükseltilerek transmitter çıkışı olarak 4-20 ma ya da 0-10 V gibi değerler verilir. Bu değerler transmitter içerisinde bulunan yükseltici devreye bağımlı olarak istenilen şekilde ayarlanabilir. Basınç transmitterinin içerisinde bulunan elektronik devrede sıcaklık farklarından dolayı ölçüm çıkışında olabilecek hataları ortadan kaldırmak ve doğrusallığı sağlamak için, sıcaklık dengeleme (Kompanzasyon) devreleri kullanılır. Transmitter gövdesi ve akışkanla kontak halinde olan diğer tüm parçalar genellikle paslanmaz çelik malzemeden imal edilir. Gövde tek parça ya da elektron ışın kaynaklı yapıda olabilir. Kablo bağlama soketi olarak DIN soket IP 65 kullanılabileceği gibi su geçirmez özel soketler de kullanılabilir (RSF 40) 1- Mutlak Basınç Transmitterleri Bu grupta ölçüm yapabilen transmitterler atmosferik basınç altındaki değerleri de ölçebilirler.referans olarak transmitterin gövdesi içerisinde bulunan vakum değerini kullanırlar ya da ölçüm elemanı silikon esaslı olan özel bir sensör kullanılır. 2- Basınç Transmitterleri Atmosferik basınç, sıfır çıkış değeri olarak kabul edilir. Ölçüm aralıkları çok geniştir bar basınca kadar seri üretimleri mevcuttur. 3- Fark Basınç Transmitterleri Basınç transmitterleri bir noktada oluşan basıncı ya da mutlak basıncı ölçebildikleri gibi, iki nokta arasındaki basınç farkını da ölçebilirler. Basınç farkını ölçen bu cihazlar fark basınç transmitteri diye adlandırılırlar. Debi ölçümü, seviye ölçümü, filtre tıkanıklık durumu tespiti gibi proses ölçümleri başlıca

20 5 kullanım alanlarıdır. Fark basınç transmitterlerinde fark basıncı esas olmakla beraber giriş basınç değeri de önemli bir seçim argümanıdır.. Örneğin; ölçülmek istenilen fark basıncının 10 bar olduğu bir yerde giriş basıncı 0 bar da olabilir, 1000 bar da olabilir. Basınç Transmitterlerinin Teknik Özellikleri Aşağıda piezo - resistive ölçüm sensörlü bir basınç transmitterinin teknik özellikleri incelenebilir. Basınç aralığı :-1 ila 10 bar (Relatif) Optimum çalışma sıcaklığı :-20 ila 85 C Maximum giriş basıncı :20 bar Çıkış sinyali :-0.2 ila +2 V Doğrusallık hatası :0.3% TS* Yeniden tekrar edilebilirlik :0.2% TS* Akışkan cinsi :Sıvı ve gazlar Sıcaklık kompanzasyon hassasiyeti :+/- 0.02% TS*/ C Rezonans frekansı :100 khz Şoka karşı direnci :100 g Ani basınç yükselmesi zamanı :15000 bar/sn Gövde malzemesi :Paslanmaz veya 1802 Diyafram malzemesi :Paslanmaz Cevap verme süresi :< 1 ms *TS: Tam skala ( Bu örnekte 10 bar ) Basınç Transmitterlerinin Çıkış Değerlerinin Analizi Basınç transmitterlerinin voltaj ya da akım türündeki çıkışları çeşitli elektronik cihazlar kullanılarak analiz edilebilir. Transmitter üreticisi firmaların birçoğu transmitter çıkışını analiz eden ölçüm cihazlarını da üretmektedirler. Genellikle bakım, arıza bulma ya da makine ayarları gibi konularda elde taşınabilir tipleri kullanılır. Bu ölçüm cihazları kendi içerisindeki 9V pillerle çalışırlar..lcd ekran üzerinde basınç, debi, sıcaklık gibi değişik parametreler gösterilebilir. Üzerinde bulunan butonlar vasıtasıyla istenen çıkış değeri ekranda gösterilebilir, minimum ve maximum ölçüm değerleri hafızada tutulabilir, iki ölçüm noktası arasındaki fark değerleri ölçülebilir, Ölçüm değerleri kızılötesi bağlantı ile bir yazıcıya ya da PC ye aktarılabilir.

21 6 Elektronik Sıcaklık Sensörleri Elektronik sıcaklık sensörleri hidrolik sistemlerde ve yağlama sistemlerinde akışkanın sıcaklığının izlenmesi ve kontrol edilmesinde kullanılır. Elektronik Sıcaklık Sensörlerinin Yapısal Özellikleri Elektronik sıcaklık sensörlerinde en çok kullanılan ölçüm elemanı PT 100 dirençlerdir. Akışkanın depo içerisindeki sıcaklığını ölçmek için bu elemanlar bir daldırma tüpünün içine yerleştirilir. 4 kontaktörlü PT 100 elemanların kablo çıkışı standart DIN soket bağlantılarla yapılır. Bu çıkış 4-20 ma ya da 0-10V analog çıktı halinde değişebilir. Elektronik Sıcaklık Sensörlerinin Teknik Özellikleri Ölçme aralığı :0 ila 100 C Hassasiyet :< +/- 1 C Tekrarlanabilirlik :< +/ C Çıkış sinyali :4 ila 20 ma ya da 0 ila 10 V Reaksiyon süresi :yaklaşık 20 ms Şoka karşı direnci :10 g Elektronik Debi Sensörleri Elektronik debi sensörleri bir oransal kontrollü valf ve uygun bir elektronik sürücü sistemle beraber kullanıldığında sonsuz sayıda yüke duyarsız debi kontrolü yapar. Sürgü tipli, türbin tipli ve dişli tip olmak üzere muhtelif çeşitleri mevcuttur. 1- Sürgü Tipli Debi Sensörleri Kartuş tasarımlı sensör elemanı direkt olarak valf kontrol bloklarına monte edilebileceği gibi, sandwiç dizayn şeklinde valf altlarına modüler bağlantılı ya da dişli tip hat üstü montajlı şekilde kullanılabilir. Yüksek basınç dalgalanmalarında, ya da basınç artış hızının çok yüksek olduğu şartlarda dahi çok dayanıklı ölçüm sensörleri sorunsuz çalışır. Sensör elemanı yay yüklemeli bir sürgü prensibiyle çalışır. Akışın olmadığı durumlarda yay kuvvetiyle sıfır konumunda bulunan sürgü, akış başladığında akışın yönüne göre aşağı ya da yukarı hareket eder. Akışın miktarına göre oluşan basınç farkının yarattığı kuvvetle, yay kuvveti dengeyi sağladığında sürgüye bağlı bulunan yol-elektrik çeviricisi (Differantial

22 7 transformer) ve bağlı bulunduğu elektronik devre,sürgünün aldığı mesafeye oransal olarak çıkış voltajı üretir. Çıkış voltajının polaritesi akışkan debisinin yönünü gösterir. Teknik Özellikler Ölçüm aralığı : 0 ila 150 litre/dakika Çalışma basıncı : 3 ila 420 bar Akışkan : Hidrolik yağ 25 mikron filtrelenmiş Viskozite aralığı : 15 ila 160 cst Çıkış voltajı : 0 ila +/- 3 V Cevap verme zamanı : 1 ms Tekrarlanabilirlik hassasiyeti : 0.5 % (Full skala) Akışkan sıcaklığı : Max. 80 C Karakterisitik sapma : +/- 2 % (46 cst ye kalibreli) 2- Türbin Tipli Debi Sensörleri Sürgülü tip debi sensörleri Daha yüksek hassasiyet ve daha az basınç kaybı istenilen durumlarda kullanılabilirler. Dişli tip yağ çıkışları olup, genellikle hat üstü montajda kullanılırlar. Türbinler 30 cst viskoziteye göre kalibre edilirler. Sensörün çıkışı frekans çıkışı şeklinde olup, bu frekansı istenilen sinyale dönüştüren elektronik çeviriciler kullanmak gerekir. Bu çeviriciler çok küçük boyutlarda olup bağlantı kablosunun soketi içerisine entegre edilebilirler. Elektronik çeviricinin dışarıda olması yüksek yağ sıcaklıklarından sensörün elektronik devresini korur. Alüminyum gövdeli yapısıyla oldukça hafif olan bu sensörler özellikle servis uygulamalarında ideal olarak kullanılırlar.

23 8 Teknik Özellikler Ölçüm aralığı : 1 ila 15 litre/dakika - 25 ila 600 litre/dakika Çalışma basıncı : bar Basınç düşümü : bar Akışkan : Hidrolik yağ 25 mikron filtrelenmiş Viskozite aralığı : 15 ila 160 cst Çıkış voltajı : 0 ila +/- 3 V Cevap verme zamanı : 1 ms Tekrarlanabilirlik hassasiyeti : 0.2 % (Full skala) Akışkan sıcaklığı : max 150 C Karakteristik sapma : +/-1 % (Full skala) Kalibrasyon : 30 cst Ağırlık : 650 g g Sinyal çevirici girişi : 10 ila 2000 Hz Sinyal çevirici çıkışı : 0 ila 3 V ya da 0 ila 20 ma Sinyal elektronik gürültüsü : < 5 mv Reaksiyon süresi : 200 ms 3- Dişli Tip Debi Sensörleri Türbin tipli debi sensörleri Yüksek hassasiyette işlenmiş bir dişli grubu ölçüm mekanizmasıyla çalışır. Dişli gruplarının özel dizaynı oldukça düşük akış direnci yaratır. Bu aynı zamanda gürültü seviyesini düşürüp, ölçüm hassasiyetini arttırır. Dişli Tip Debi Sensörlerinin Uygulama Alanları i- Otomotif Endüstrisi Test düzenekleri Yakıt tüketimi test düzenekleri Boya püskürtme sistemleri

24 9 ii- Hidrolik Debi Kontrolü ve ölçümü Lekaj ölçümü iii- Plastik Karıştırma, döküm ve dozaj sistemlerinde debi ve hacim ölçümü iii- Kimya Kimyasal ürünlerin debi ve hacim ölçümü Dişli Tip Debi Sensörleriyle Ölçülebilecek Malzemeler Parafin, petrol, motorin, mineral yağ, boya, gres yağı, poliürethan, polyol, Isıcyanate, yapıtırıcılar gibi viskozitesi 2 ila 100,000 cst arasında değişen pek çok malzemenin debisi ölçülebilir. Teknik Özellikler Ölçüm aralığı :300 litre/dakika ya kadar Çalışma basıncı :315 bar Tekrarlanabilirlik hassasiyeti :0.5 % (Full skala) Akışkan sıcaklığı :max 150 C Ölçüm Hassasiyeti :+/-0.3 % (Full skala) Sinyal çevirici girişi :20 ila 7000 Hz Sinyal çevirici çıkışı :0 ila 3 V ya da 0 ila 20 ma Sinyal elektronik gürültüsü :< 5 mv Reaksiyon süresi :200 m Dişli tip debi sensörleri Hidrolik Sistemlerde Ölçme Elemanlarının Uygulama Örnekleri Test Makinesi Uygulaması Bu testte hidrolik sistemden istenilen fonksiyon,önceden belirlenmiş olan kuvveti bir hidrolik silindir vasıtasıyla düzeneğe iletmek ve test boyunca kuvvet analizi yaparak, bilgileri kaydetmektir. Bu bilgiler bilgisayara kaydedilmekte olup, istenildiği takdirde kalite kontrol bilgisayarlarından da izlenilip müdahale edilebilir. Hidrolik akışkanın test süresince sıcaklığı izlenip kaydedilebilir. Soğutucu veya ısıtıcı devreye otomatik olarak alınabilir.

25 10 Kuvvet regülasyonu p/u c Giriş verisi c Giriş verisi T/u M M H2O Plastik Enjeksiyon Makinelerinde p/q Blok Uygulaması Bu uygulamada plastik enjeksiyon makinelerinin değişik gruplarında ihtiyaç olan basınç ve debi kontrollerinin sabit debili bir pompa çıkışındaki p/q bloğuyla yapılması görülebilir. Basınç ve debi regülasyonu q/u p/u c Giriş verileri, p,q p

26 11 Extruder Uygulaması Bu uygulamada extruderin ihtiyacı olan basınç ve debi kontrollerinin oransal valf ve ölçüm cihazlarıyla yapılışı görülebilir. v,x,f s u p u Kumanda sistemi Plastik Şişirme Makinesi Boşluk Ayarı Uygulaması Bu uygulamada plastik şişirme makinesinde servo valf kullanılarak çok hassas pozisyon kontrolü görülmektedir. s u q/u q/u M s u c s u Boşluk aralığı s u İtici yolu %

27 12 SONUÇ Uygulama örneklerinden de görülebileceği gibi hassas kontrolün ve analizin yapılması gereken her uygulamada modern ölçüm cihazlarından yararlanılır. Özellikle, basınca ya da debiye bağımlı regülasyon sistemlerinde sıklıkla kullanılan ölçüm cihazları, buna ilaveten test makinelerinde analiz ve regülasyon yapmak için, proses kontrolünde vana ve aktüatörlerin hassas regülasyonu için pek çok sektörde kullanılır. KAYNAKLAR [1] Senso control, Parker [2] Hydac elektronik, Hydac [3] Field İnstruments, Siemens [4] Huba control, Huba [5] Hydraulic training RE 00322, Bosch-Rexroth ÖZGEÇMİŞ Mehmet KOCABAŞ 1965 yılında Ankara da doğdu yılında ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümü nden mezun oldu yılları arasında Rexroth Hidropar A.Ş.-İzmir Şubesi nde Proje ve satış mühendisi olarak, yılları arasında İzmir Hidropar Ltd.. Şti. Proje ve Satış Müdürü olarak görev yaptı. Halen, kurucu ortaklarından olduğu Hidroser Ltd. Şti. nde, Şirket Müdürü olarak görev yapmaktadır. Evli, 7 yaşında bir erkek çocuk babasıdır.

28 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 02 Şişirme Makinalarında Cidar Kontrolu Y. SELİM KARAKAŞ Mert Teknik A.Ş.

29 15 ŞİŞİRME MAKİNALARINDA CİDAR KONTROLU Yavuz Selim KARAKAŞ ÖZET Plastik şişirme makinalarında üretilen ürünlerin cidar kontrolu için kullanılmakta olan elektro-hidrolik kontrollu sistemlerin çalışma prensibi, değişik tiplerdeki makinalara uygulanması, uygulamanın kullanıcılara sağladığı avantajlar incelenmiştir. Sistemin servo-valf ve mükemmel pozisyonlama prensibi içerisinde çalışan servo-silindir gibi elemanları da tanıtılmaktadır. Cidar kontrolu için kullanılan sistemin hidrolik tahrik yöntemi ve elemanları anlatılmaktadır. Sistemin kullanıcı ve imlatçıya sağlayacağı avantajlar da yer almaktadır. GİRİŞ MÜKEMMEL POZİSYONLAMA Hidrolik akışkanla tahrik edilmekte olan cidar kontrol sistemi, mükemmel pozisyonlama yapan kapalı devre bir sistemdir. Mükemmel pozisyonlama, kendi içerisinde geri beslemeye sahip bir servo-valf, pozisyon transducer ( LVDT ) ve sistemin sinyallerini düzenleyen bir elektronik devreden oluşmaktadır. Sistemin toplam hassasiyeti, yukarıda anılan sistem parçalarının her birinin en kötü olanı kadardır. Yani 0.1mm hassasiyet ihtiyacı olan bir sistemde LVDT nin hassasiyeti 0.2 mm ise bu sistem 0.2 mm den daha küçük aralıklarda meydana gelen değişimleri algılayamaz.sistemin elektronik işlemcisinin de hızı, sistemin toplam hassasiyetine direkt olarak etki edeceği bir gerçektir. Dolayısı ile böyle bir sistem kurulurken sistem elemanlarının seçimi büyük önem içermektedir. Şekil 1. Mükemmel pozisyonlama blok diagramı

30 16 Şekil 1.de görülen mükemmel pozisyonlama blok diagramında da olduğu gibi, kıyaslayıcıya harici olarak verilen emir sinyali, sinyal değerine göre geri besleme sinyali ile karşılaştırılır ve çıkan hata sinyali yükseltici tarafından servo-valf e gönderilir. Bu sinyal değerine göre servo-valf konum değiştirerek silindire hareket verir. Silindire bağlı bulunan LVDT yeni bir geri besleme sinyali olşturur ve bu yeni geri besleme sinyali emir sinyali ile kıyaslanarak silindirin durumuna göre yeni bir hata sinyali oluşmasına sebep olur. Bu işlem sürekli olarak tekrarlanarak, silindir emir sinyali ile gitmesi gereken yere ulaşması sağlanır. SERVO-VALF Şekil 2. Servo-valf blok diagramı Şekil 3. Servo-valf kesit resmi

31 17 Şekil 3. de görülen mekanik geri beslemeli servo-valf, torq motor, pilot kademesi ve ana kademeden oluşan bir valftir. Torq motor, sarımlar, kutuplar (mıknatıs) ve kanatçıktan oluşmaktadır, kanatçık esnek bir tüp içerisine yerleştirilmiştir. Bu esnek tüp aynı zamanda hidrolik kısımdaki yağın yukarıdaki elektrik içeren kısımdan izolasyonunu da sağlamaktadır. Valf in pilot kısmı, aynı zamanda hidrolik yükseltici olarak da işlev yapar, kanatçığa bağlanmış olan çekirdek esnek tüp ten aşağıya uzanmaktadır. Bir çift lüle ise çekirdekçiğin iki tarafına yerleştirilmiştir. Çekirdekcikteki konum değişikliği lülelerin çıkış alanlarını değişikliğe sebep olup, çıkış yağını basınçlandırır. Basınçlanan yağ valf içerisine entegre edilmiş 100μ geçirgenliği olan filtre ve sabit orifislerden geçerek sürgünün bir tarafına etki eder. Ana kısımda, dört yollu sürgü basınç hattını (P) diğer iki hattan (A yada B) birisine doğru açar, diğer hat ise aynı anda tank (T) hattına açılır. Ana sürgünün hareketine göre akış miktarı değişir. Eğer sürgü üzerindeki kanalların alanları farklı ise değişik akış değerleri elde edilir. Sürgü üzerindeki kanallar aynı alana sahipse akış gidiş ve dönüş için aynı değerde olacaktır. Torq motora elektrik sinyali gelişiyle, kanatçık lülelerden birisine doğru eğilir ve lüle çıkış alanlarında değişime sebep olarak basınç farkı oluşmasına sebep olur. Bu basınç farkı sabit orifis üzerinden sürgü ye etki ederek hareket etmesine yol açar. Sürgü geri besleme yayının torq değerine eşitlenene dek hareket eder ve bu eşitleme olduğunda torq motor içerisindeki kanatçık tekrar orta konuma gelir, böylece elektrik sinyalindeki yeni değişikliklere tepki vermeye hazır olur. CİDAR KONTROL SİSTEMİ Yukarıda anlatılanların ışığında, plastik şişirme makinalarında kullanılan ve ürünün cidar kalınlık kontrolu işlevini yapan sistemin servo-silindiri, mekanik geri beslemeli bir servo-valf ile harici olarak silindirin hareketini ölçen ve geri besleme sinyali üreten bir DCDT (direk akım fark algılayıcısı) nin çift milli silindire birleştirilmesi ile meydana gelmektedir. Bu sistem mükemmel pozisyonlama yapan ve kapalı çevrim çalışan bir sistemdir. Sistemin ihtiyaç duyduğu elektronik işlemci ise aynı zamanda cidar kontrolunü yapan ve cidar kontrolunün programlandığı programlayıcı üzerine eklenmiştir. Programlayıcı ile nihai üründe istenilen kalınlıklar ayarlanabildiği gibi, değişik ürün kalıpları için daha önceden yapılmış olan 40 değişik program da hafızada tutulabilmektedir. Bununla beraber programlayıcı içerisine eklenmiş olan servoamplifier ile 4 değişik kafa kontrolu yapılabilmektedir. 4 değişik kafa kontrolu için ihtiyaç duyulan 1 programlayıcı ve 4 değişik servo-silindirdir. Sistem bir üretim süreci içerisinde ürün üzerindeki 64/128 noktayı denetleyip ayarlayabilmektedir. Şişirme makinalarında plastik ürün imalatı, yarı erimiş hammaddenin basınçlandırılarak, aralarında belirli bir mesafe olan bir erkek bir dişi çene arasından çıkması ile, bu çıkan sıcak hammaddenin üretilecek ürün kalıbında basınçlı hava ile soğutulmasıyla olur. Konvensiyonel makinalarda erkek ve dişi çene arasındaki aralık sabit olup, dolayısıyla aşağıya doğru akan yarı erimiş hammadde kalınlığı hep aynı olmaktadır. Bu kalınlığın aynı olması, kalıp içerisinde basınçlı havaya maruz kalan plastiğin esnemesine böylece köşeler, tutamak yada boğaz noktalarında cidar kalınlığının istenilenden az olmasına sebep olmaktadır. Bu hassas noktalardaki cidar kalınlığını artırmak maksadıyla yapılacak olan erkek ve dişi çene arasındaki mesafeyi arttırmak işlemi sonucunda ise, ürünün düz çeperlerinde gereğinden fazla plastik hammaddesi yığılmasına sebep olmaktadır. Bu fark şekil 4. de cidar kontrollu ve cidar kontrolsuz üretilmiş ürünlerin kesitlerinde rahatlıkla görülebilmektedir. Bu temelde ürünün cidar kontrolu, şekil 5.deki programlayıcıya yüklenir ve ürün kesit profili ekrandan takip edilebilir. Çizilen kesit profili ışığında programlayıcı servo-silindiri hareket ettirerek erkek ve dişi çeneler arasındaki boşluğu gereken değere ayarlar ve akan sıcak hammaddenin kalınlığının gereken düzeyde olması sağlanır.

32 18 Şekil 4a. Cidar kontrollu Şekil 4b. Cidar kontrolsuz Programlayıcı, hem sürekli sıkıştırmalı hem de biriktirici kafalı tip makinalarda da yazılım üzerinden yapılan bir seçimle kullanılabilmektedir. Biriktirici kafalı tip makinalarda ihtiyaç duyulan pozisyon algılayıcı sisteme akuple edildikten sonra, bu algılayıcıdan üretilen geri besleme sinyali programlayıcıya gönderilir ve bu sayede cidar kontrolu işleminin başlaması gereken hammadde akışına başlaması için makinanın hazır olduğu programlayıcı tarafından algılanarak cidar kontrolu işlemine hammadde akışıyla başlanır. Aynı zamanda Şekil 5. de görüldüğü gibi, programlayıcı hammadde sürme motorunun da hızını kontrol eder, böylece üretim hızı da bizzat programlayıcı tarafından denetlenir. Bu denetlemenin avantajı her hangi bir baskı esnasında oluşabilecek küçük zaman değişimlerini kendi içerisinde düzeltmesi ve bir sonraki baskı için doğru baskı süresini otomatik olarak hesaplayıp uygulamasıdır. Bu sayede sistem üretim içerisinde çapak veya eksik hammadde den dolayı atıkları ve hatalı üretimi minimum seviyeye getirir. Şekil 5a. Sürekli sıkıştırmalı makina Şekil 5b. Biriktirici kafalı makina

33 19 HİDROLİK TAHRİK SİSTEMİ Plastik makinalarında kullanılan cidar kontrol sisteminin servo-silindiri hidrolik güç ünitesi tarafından beslenmelidir. Genellikle bu hidrolik güç ünitesinin makinanın diğer fonksiyonlarına hareket sağlayan üniteden ayrı olması önerilir. Servo-silindire tahrik veren ünitede emiş,dönüş filtrelerinin yanı sıra her servo-valf li sistemde olduğu gibi mutlaka birde basınç hat filtresinin bulunması gerekir. Servo-valfli bir sistemde dönüş filtresinin mutlak 3μ yada 5μ kapasiteli olması önerilir, bununla beraber basınç hat filtresinin ise mutlak 10μ yada 15μ olması önerilmektedir. Ayrıca basınç hat filtresinin bypass sız olması da son derece dikkat edilmesi gereken bir konudur. Basınç hat filtresinin servo-valf e yakın olması da sistemin hassasiyetle görev yapmasına yardımcı olacaktır. Cidar Kontrol sistemlerin 24 saat aralıksız çalışabilecekleri göz önünde bulundurularak, hidrolik güç ünitelerine yağ soğutucu da koymak gerekir. Hidrolik güç ünitelerine ayrıca ani hareketlerde ihtiyaç duyulan basınçlı yağı sağlamak amacıyla uygun kapasitede balonlu tip bir akü ve elektrikli bir basınç emniyet valfi de konulmalıdır. Şekil 6. da bir hidrolik güç ünitesi devre şeması görülebilir. Şekil 6. Hidrolik güç ünitesi devre şeması

34 20 CİDAR KONTROL SİSTEMİ AVANTAJ VE DEZAVANTAJLARI Cidar kontrol sistemi avantajları daha önceki bölümlerde de bahsedildiği gibi özellikle malzeme israfını önlemeye yöneliktir. Bununla beraber sistem ürünün her yerinde istenilen cidar kalınlığı sağladığı için, kalıp içerisinde soğuma süresini de azalttığından birim zamanda imalat adedini arttırır. Üretilen bütün ürünlerin aynı kalitede olması da bu sistemin temel amacı oluğu için ürünlerin kalitesi ve tekrarlanabilirliği yükselir. Cidar kontrolu ile daha hafif ve daha dayanıklı ürünlerin imal edilebilmesi ise imalatçılara birim maliyet ve imalat kapasitesi açısından rekabet avantajı sağlar. Sistemin kullanılmasının imalatçılara getirebileceği tek dezavantaj, günümüz zor ekonomik koşullarında imalatçıya yükleyeceği ilk yatırım maliyeti olacaktır. Fakat bu maliyette imalatçılara zaman içerisinde geri dönüşü olan bir maliyettir, yani imalat devam ettiği sürece sistem kendi kendine kazandıracaktır. SONUÇ Plastik şişirme makinalarında kullanılmakta olan cidar kontrol sistemi, yukarıda da anlatıldığı gibi hem imaltçılara hem de ürün son kullanıcılarına pek çok avantaj sağlamaktadır. Ülkemizde yakın bir geçmişte kullanılmaya başlanan bu sistemin avantajı anlaşılmakla beraber hala ilk yatırım maaliyeti göz önüne alınarak zaman zaman sistemin kullanımından kaçınıldığıda gözlenmektedir. Aslında sistemin temel amacı imalat kalitesini, süratini ve hatalı ürün sayısını azaltmak olduğu düşünülürse, şu anda içinde bulunduğumuz zor ekonomik şartlarda sistemin kullanımı daha da önem kazanmaktadır. KAYNAKLAR [1] MOOG.,Parison Programming System For Blow Moulding Machine, Volume-II, [2] NEAL, T. P.,Performance Estimation For Electrohydraulic Control Systems,National Conference Of Fluid Power, 2-6, [3] BURTON, R.V., Servovalves and Their Applications. HYDRAULICS & PNEUMATICS.,HP-10, ÖZGEÇMİŞ Yavuz Selim KARAKAŞ 1969 yılında, Karabük te doğdu, Doğu Akdeniz Üniversitesi Elektrik ve Elektronik Mühendisliği Bölümünden 1996 yılında Lisans aldı.

35 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 03 Ateşe Dayanıklı, Yanmaz Hidrolik Sıvılar Poliglikol-Su Çözeltileri (HFC) DİDEM CANDAN Petrofer A.Ş.

36 23 ATEŞE DAYANIKLI, YANMAZ HİDROLİK SIVILAR POLİGLİKOL-SU ÇÖZELTİLERİ (HFC) Didem CANDAN ÖZET Hidrolik tahrikli makinaların imalatı ve çalışmaları sırasında insanların ve makinaların güvenliğinin sağlanması çok önemli bir rol oynar. Bunlar özellikle açık ateşte, yüksek ısıda ve ergimiş metallerle çalışan yerlerde geçerlidir. Bir borunun çatlaması veya boruların eklem yerlerinden sızdırması sonucu basınç altında bulunan mineral yağın ısı kaynağının yakınlarına püskürme ihtimali genellikle yangın felaketi ile sonuçlanır. Endüstriye daha fazla güvenlik sağlamak ve hidrolik sistemlerdeki yangın tehlikesini önlemek için ateşe dayanıklı hidrolik sıvılar geliştirilmiştir. Ateşe dayanıklı yanmaz hidrolik sıvılar, hidrolik sistemlerin yakınında, açık ateş, ergimiş metal ve ısıtma fırınları nedeniyle devamlı yangın tehlikesi bulunan yerlerde kullanılmaktadır. Yangın rizikosunu azaltmak ve dolayısıyla hidrolik sistemin devre dışı kalmasını önlemek amacıyla geliştirilmişlerdir. Senelerce işletmelerde başarı ile kullanılan ateşe dayanıklı sıvılar; Poliglikol Su çözeltisi olan HFC - Tipi, su içermeyen fosforasid ester bazlı HFDR - Tipi, suyla karışabilen HFA ve HFB - Tipleri ile biyolojik olarak çözünebilen Fosfat Ester sıvıları HFDU - Tipi Yanmaz Hidrolik Sıvılar sahip oldukları yüksek alev alma noktaları nedeniyle madeni yağdan daha fazla güven sağlarlar. 1. GENEL BAKIŞ 1.1. İşletme Güvenliği Hidrolik tahrikli makinaların imalatı ve çalışmaları sırasında insanların ve makinaların güvenliğinin sağlanması çok önemli bir rol oynar. Haklı olarak kanun yapıcıların artan yangın tehlikesine kaşı güvenlik istekleri, her geçen gün biraz daha bağlayıcı olmakta nerede yüksek yangın tehlikesi var ise orada gerekli önlemler alınmasını zorunlu kılmaktadır. Bunlar özellikle açık ateşte, yüksek ısıda ve ergimiş metallerle çalışılan yerlerde geçerlidir. Ayrıca elektrikli cihazların yağ hidroliği ile kumanda edilen sistemlerinde de yüksek yangın tehlikesini hesaba katmak gerekir. Bir borunun çatlaması veya boruların eklem yerlerinin sızdırması sonucu basınç altında bulunan mineral yağın ısı kaynağının yakınlarına püskürme ihtimali genellikle yangın felaketi ile sonuçlanır. Ağır can kaybı, değerli üretim tesislerinin yok olması veya uzun süre üretim dışı kalması, senelerdir işletmelerde ve modern endüstri ülkelerinin madenlerinde gözlenmektedir. Endüstriye daha fazla güvenlik sağlamak ve hidrolik sistemlerdeki yangın tehlikesini önlemek için ateşe dayanıklı hidrolik sıvıların geliştirilmesine 40 yılı aşkın bir süre önce başlanıldı. Endüstri ve maden işletmeciliği için artık tüm talepleri karşılayacak, ateşe dayanıklı hidrolik sıvı paleti hizmete sunulmuştur.

37 Hidrolik Sıvı Tipleri Ateşe dayanıklı hidrolik sıvılar, özellikle HFC Tipi, geniş uygulama alanlarında belli standarda ulaşmış ve pratikte tüm mevcut ekipmanlarla problemsiz çalışabilmektedir. Bazı hidrolik sistemler yüksek su bazlı hidrolik sıvılar için dizayn edilmiştir. Bu uygulamalar için suyla karışabilen HFA-Tipi sıvılar uygundur. HFDR Fosfatester Tipi Hidrolik Sıvılar, yağ içerikli nötral kokulu sıvılardır. Bunlar özel olarak seçilmiş aktif malzeme ilave edilmiş Arylfosfatester'den meydana gelmişlerdir. Bunlar PCB veya zehirli ortho bileşikleri ihtiva etmezler. Aktif malzemeler en iyi yağlama özelliği, yüksek yaşlanma dayanımı ve mükemmel korozyon koruma sağlamaktadırlar. Bunun dışında sıvı her türlü metal hasarlarını önleyen inhibitörler içerir. Poliolester olarak adlandırılan ve biyolojik olarak çözünebilen HFDU-Tipi sıvıların en büyük avantajı Çevre Dostu olmalarıdır. Alev Alma Noktaları mineral yağlara göre daha yüksek olmasına rağmen aynı viskoziteye sahiptirler. Bazı kritik durumlarda yağ gibi yanabilirler, bu nedenle uygulama alanları kısıtlıdır. Ateşe dayanıklı hidrolik sıvılar olarak kullanılan iki tip HFA ve HFB Tipi yağ ve su emülsiyonları bulunmaktadır. Bunlar; su içinde yağ emülsiyonu ve yağ içinde su emülsiyonudur. İlk tipte olanlar metal kesme ve taşlamada kullanılan soğutma sıvıları gibi suyla çözünebilir yağ emülsiyonlarıdır. Son zamanlara kadar santrifüj ya da krank tipli karşılıklı gidip gelen pistonlu pompaları bulunan sistemlerde bu emülsiyonların kullanımı sınırlı idi. Fakat şimdi, aksiyel - pistonlu pompalarda kullanımı da uygundur. İkinci tip emülsiyonlarda yağ dıştaki fazdadır ve çok küçük su partiküllerinin etrafını sarar. Bu emülsiyonların ayrılmaya karşı çok iyi mukavemeti vardır. Tablo 1. Hidrolik sıvı tipleri Tip HFA Su - yaklaşık %5 katkı maddesi HFB Yağ - Su emülsiyonu HFC Su - Glikol HFDR Fosfat Ester HFDU Poliolester Yoğunluk 20 C (g/cm 3 ) 1,002 0,950 1,050 1,150 0,915 0,850 Viskozite 40 C (mm 2 /s) 1, Su İçeriği (%) Ateş direnci Mükemmel Zayıf İyi İyi Önemsiz Yok <800 C Yağlama Çok Zayıf Önemsiz Mükemmel Mükemmel Mükemmel Mükemmel Yağ 1.3. Ateşe Dayanıklılık Günümüzde en sık kullanılan tip ateşe dayanıklı hidrolik sıvı HFC-Tipi aslında tam olarak yanmaz değildir. Fakat konvansiyonel hidrolik yağlar için mutlak yangın tehlikesi olan sıcaklık bölgesinde tehlikesizdir. Mineral yağ bazlı hidrolik yağların, viskozitelerine göre alevlenme noktası C aralığındadır. Bu sıcaklıkta yabancı bir kıvılcımın, alev kaynağı olması halinde mutlak yangın tehlikesi vardır. Sıcaklık alevlenme noktasının C üzerinde bulunuyorsa, yanma noktasına ulaşılmıştır. Yağ, kıvılcım kaynağının uzaklaştırılmasından sonrada yanmaya devam eder.

38 25 Bu tehlike, HFC-Tipi ateşe dayanıklı ortamda bulunmamaktadır. Bunlar yabancı kıvılcımlar ile çok kısa süre alev alabilirler, fakat yüksek sıcaklıkta kıvılcım kaynağının uzaklaştırılmasından sonra yanma devam etmez. Sulu ortamda ateşe dayanıklılık suyun buharlaşması ile sağlanır. Sulu kısım tamamen buharlaştıktan sonra, geriye kalan organik maddeler yanabilir, ancak alev sınırlı bir bölgede kalır ve yayılmaz. Susuz ortamlarda ateşe dayanıklılık zor yanabilen ve alevi önleyen buharlar ile sağlanmıştır. Sıçrayan hidrolik sıvıların ateş ile veya ergimiş metal ile temas etmeleri sonucunda davranışları da çok önemlidir. Eğer madeni yağ bazlı bir hidrolik yağ ateşe püskürtülür ise, yağ yanar veya daha tehlikelisi aeresol alev alabilir ve yağ patlayarak yanar. Burada personel ve değerli hidrolik aletler için mevcut tehlikelerin açıklanmasına gerek yoktur. Resim 1.1. Bir delikten püskürtülen hidrolik yağ açık alev ile karşılaştığı anda yanar. Resim 1.2. Ateşe dayanıklı HFC Tipi Sıvı alevin yönünü etkiler ancak kendisi yanmaz. Resim 1.3. Hidrolik Yağ bir sıcak metal yüzeye temas ettiği anda alev alır

39 26 Resim 1.4. HFC Tipi Sıvının 700 C sıcak metal yüzeye püskürtüldüğü an. Güvenlik sıvılarının su içeren HFC Tipleri püskürtüldükleri takdirde yanmazlar. Susuz HFD Tipleri yalnızca çok küçük bir alanda ve çok kısa süre yanarlar. Alev püskürtme sırasında yayılmaz. Resim 1.1 ve 1.2'de HFC Tipleri'nin ateşe dayanıklılığı ile madeni yağ bazlı konvensiyonel hidrolik yağın yanma davranışları mukayese edilmektedir. Görüldüğü gibi HFC Tipi ürün kullanıldığında alev yayılmaz, bu da HFC Tipi sıvının kullanımı ile elde edilen güvenliği göstermektedir. Belirtilen hidrolik sıvıların reaksiyonlarının testi Lüksemburg raporunda yer alan metodlar esas alınarak yapılmıştır. Bu testte erişilmesi çok zor ve katı ölçü birimleri kullanılmıştır. Zira bu test madenlerde kullanılacak sıvıların testi için geliştirilmiştir. Belli miktarda ergimiş metal ile temas eden HFC Tipi sıvı ile madeni yağın reaksiyonları arasında çok önemli farklılıklar bulunmaktadır, (Resim 1.3 ve 1.4). Hidrolik yağ metal ile temas eder etmez hemen alev almakta ve kuvvetli bir alev oluşarak bütün banyo yüzeyi üzerinde, yağ tamamen yanana kadar yanma reaksiyonu devam etmektedir. (Resim 2.1 ve 2.4) Buna karşın HFC Tipi sıvının ergimiş metal ile temas anında hiçbir reaksiyon oluşmamaktadır. (Resim 3.1 ve 3.3) Belli bir zamandan sonra buharlaşma meydana gelmekte, su tamamen buharlaştıktan sonra artıklar yanmaya başlamaktadır. Fakat çıkan alev madeni yağa oranla çok daha azdır. Oluşan alev ergimiş metalin dışına çıkmaz, (Resim 3.4) dolayısıyla çevreye sıçramış olan HFC Tipi sıvı yanmaz. Sadece ergimiş metalde değil, başka farklı ateş kaynaklarında da benzer davranış söz konusudur. Bu durum ise HFC Tipi sıvı kullanımı ile elde edilen güvenliği kanıtlamaktadır. Böylece bir hidrolik borusunun çatlamasından sonra önlem almak ve zararı tamir etmek için yeterli zaman sağlanmış oluyor. Resim 2.1. hemen Resim sn. sonra Resim sn. sonra Resim sn. sonra Bir Alüminyum eriyiğine temas etme durumunda hidrolik yağın yanması (25 ml yağ 20 kg eriyiğe)

40 27 Resim 3.1. hemen Resim sn. sonra Resim sn. sonra Resim sn. sonra Bir Alüminyum eriyiğine temas etme durumunda HFC Tipi Sıvının ateşe dayanıklılığı (25 ml sıvı 20 kg eriyiğe) 1.4. Fizyolojik ve Zehirli Etkileri HFC Tipi su içerikli alev almayan hidrolik sıvılar çevreye hiç zarar vermezler, kirletmezler. Madeni yağdan çok daha az zararlıdırlar. İnsan derisine zarar vermezler. ph değerinin 9'dan büyük olmasından dolayı gereksiz yere deri ile temas önlenmelidir. Eğer temas edildiyse de, cildin ıslanan bölümü bol su ve sabun ile yıkanmalıdır. İşlem sıcaklığındaki sıvının buharı gereksiz yere teneffüs edilmemelidir. HFC Tipi sıvılar göze temas eder ise, gözde yanma oluşur, çünkü bu sıvılar hafif alkaliktir. Bu gibi durumlarda göz bol su ile yıkanmalı. Eğer göz iyi bir şekilde bol su ile yıkanırsa, gözün saydam tabakasının zarar görme tehlikesi olmadığından, bir doktora görünmek gereksiz olacaktır. HFDR Tipi Sıvılar su içermeyen, aktif madde ilave edilmiş fosfat esterlerdir. Bu sıvılar klorlanmış hidrokarbon (PCB) ve zehirli etki yapan ortho bileşikleri ihtiva etmezler. Bu nedenden dolayı, su içermeyen HFDR tipleri işletmede kullanıldığında, zehirli etki oluşmaz Buna rağmen bu sıvının kullanımında gereksiz yere deri ile teması önlenmelidir. Eğer uzun süre deri ile temas halinde olur ise, cilt üzerindeki yağ tabakası çözülür ve deride yaralar, çatlaklar oluşabilir. Bu durumda sıvı ile uzun süre temas eden deri, hemen bol su ve sabunla yıkanmalıdır. HFDR Tipi Sıvılar atık sulara karışmamalıdır. Pratikte bunlar da madeni yağlar gibi işlem görürler. Ancak yüksek yoğunluktan dolayı, bunlar yağ ayırıcıların içinde tabana otururlar. Fosfat ester sıvısının tam olarak yanması neticesinde karbondioksit, fosfor, pentaoksid ve su buharı meydana gelir Kullanım ve Seçim Ateşe dayanıklı yanmaz hidrolik sıvılar, her zaman hidrolik sistemlerin yakınında açık ateş, ergimiş metal ve ısıtma fırınları nedeniyle devamlı yangın tehlikesi bulunan yerlerde kullanılmalıdır. Zaman zaman yangın tehlikesi olan yerlerde de (örn. hidrolik ile çalışan dövme makinasında), ateşe dayanıklı bir sıvının kullanılması tavsiye edilir. Yangın rizikosunu azaltmak ve dolayısıyla hidrolik sistemin devre dışı kalmasını önlemek için, ilk defa devreye sokulan bir hidrolik sisteme de yangın tehlikesine karşı gerekli önlemler alınmalı ve sistem ateşe dayanıklı bir ortam ile doldurulmalıdır. Hangi ateşe dayanıklı hidrolik sıvı tipinin kullanılacağına karar verilmesinde, hidroliğin çalışma sıcaklığı, hidrolik sistemde kullanılan bileşenler ve kullanılan contanın hammaddesi de çok önemlidir.

41 Ateşe Dayanıklı Yanmaz Hidrolik Sıvıların Kontrolü Kontrollerde sıvının çeşidine göre HFC veya HFD tiplerinin en önemli özellikleri ve verileri kontrol edilir. Örneğin sulu HFC tiplerinin yoğunluğu, viskozitesi, paslanmaya karşı koruyuculuğu ve su miktarı ölçülür. Sıvıda bulunan kirliliklerin cinsi belirlenir ve buradan uygun olmayan conta kullanıldığı veya kirliliğin dışardan hidrolik sisteme geldiği ortaya çıkabilir. Bu nedenlerden dolayı HFC Tipi Sıvının kontrolü yalnız sıvının kontrolünü değil daha fazlasını vermektedir. Kontrol ve araştırma raporlarında görünen uygun olmayan işletme şartları ve bunları giderici önlemler tavsiye edilir. 2. POLİGLİKOL SU - ÇÖZELTİLERİ (HFC) Bu tipler kendilerini yüksek film mukavemeti ve çok iyi yağlama özellikleri ile gösterirler. Kontrol Vickers Pompa testi ile DIN standardına göre yapılır. HFC tipi sıvılar paslanma ve aşınmaya karşı çok iyi güvence sağlarlar, aynı zamanda sızdıran conta malzemelere karşı da kusursuz bir ortam oluştururlar Bileşimi HFC tipi sıvılar genellikle açık renkte, orta viskoziteli, ateşe dayanıklı sıvılardır. Bileşimleri birbirleri ile optimal bir uyum sağlayan su polialkilen glikol ve özel aktif maddelerden oluşmaktadır. Denenmiş negatif katalizörler pasa ve aşınmaya karşı güvenilir koruma özelliği sağlarlar. Kimyasal kararlılığı iyi olan çözeltilerdir. İşlem sırasında tortu, reçine veya diğer artıkları meydana getiren hidrokarbon ihtiva etmemelidirler. Madeni yağ, HFC tipi sıvıların içinde çözülmez ve tamamen ayrılır, tabi eğer yağ kendiliğinden emülsiyon oluşturmazsa. (Örneğin HLP-D yağları) 2.2. Özellikleri Viskozite-Sıcaklık İlişkisi HFC tipi sıvıların özellikle uygun bir viskozite sıcaklık ilişkisi vardır. Bu sayede madeni yağa kıyasla çok belirgin bir üstünlük sağlamış olurlar. (Grafik 1) Grafik 1. Mineral bazlı yağ ile HFC tipi hidrolik yağın viskozite sıcaklık ilişkileri

42 29 Eğer işin başlangıcında sistem düşük sıcaklıkta ise, bu özellikle çok önemlidir. Aşırı derecede düşük sıcaklık yoksa, çalışma sıcaklığını yükseltmek için sistemin boşa çalışması ve buna bağlı iş zamanı kaybı ortadan kalkar İşlem Sıcaklığı ve Kullanım Ömrü HFC tipi sıvılar su ihtiva ederler. Bu sebeple viskozitenin artmasına yol açabilecek yüksek buharlaşma kaybını önlemek için işlem sıcaklığı 60 C'yi aşmamalıdır. Ayrıca yüksek sıvı sıcaklıklarında kavitasyon tehlikesi oluşabilir. Konvensiyonel hidrolik yağlara kıyasla, su glikol karışımın daha yüksek spesifik ısıya sahip olması ve daha iyi ısı iletebilme özelliği nedeni ile konvensiyonel hidrolik yağların kullanımında meydana gelen sıcaklıktan daha düşük bir işlem sıcaklığı meydana geleceği hesaplanır. Tablo 2'de HFC tipi sıvıların madeni yağ esaslı hidrolik yağlar ile karşılaştırılması verilmiştir. HFC tipi sıvılar için en uygun işlem sıcaklığı yaklaşık 40 C'dir. Dikkat edilecek bir husus da; yağın kısmi olarak borular veya silindir içinde çok fazla ısınabilmesi ve bunun tehlike yaratabileceğidir. Basıncın artması sırasında sıkışabilecek bir buhar tabakası oluşabilir ve sistemde darbelere yol açar. Bu sebeple hidrolik yağ sıcaklığının termostat ile ayarlanması veya belirli zaman aralıklarında termometre ile ölçülmesi gerekmektedir. HFC tipi sıvılar, konvensiyonel hidrolik yağlara karşı önemli ölçüde daha uzun bir kullanma süresine sahiptir ve birçok seneler değiştirilmeden hidrolik sistemlerde kalabilirler. Tablo 2. HFC tipi sıvılar ile madeni yağ esaslı hidrolik yağların ısı kapasitesi karşılaştırması Isı iletme Özelliği (W/m.K) Spesifik Isı (kj/kg.k) HFC tipi sıvılar 0,43 3,1 Konvansiyonel Hidrolik Yağ 0,14 1, Korozyondan Koruma Etkisi HFC tipi sıvılar Çelik ve Dökme demir parçaları, Bakır, Pirinç, Nikel, Krom, Alüminyum ve Alüminyum alaşımları ile kullanılabilirler. Ancak dikkate alınması gereken husus yeni kesilmiş alüminyum yüzeyler (aşındırmadan, kavitasyon erozyonundan ve metal sürtünme temasından dolayı) ph değeri >7'den yüksek olan sulu sistemlere karşı hassastır. Kullanım bu nedenle iyi irdelenmelidir. Çinko da, statik testte sadece minimal bir ağırlık değişimi gösterir. Yani çinko (örn. filtre, çinko basınçlı döküm muhafazası vs.) ve çinko tabakaları minimum derecede aşınsa dahi oluşan reaksiyon ürünleri büyük hacimli artıklar bırakırlar ki bunlar filtreyi vs. bloke edebilirler. Bu nedenle Çinko HFC hidrolik sistemlerinde kullanılmamalıdır. Kurşun ise, daha statik korozyon deneyi sırasında bile hissedilir şekilde aşınır Contalar, Salmastralar ve Hortumlar HFC tipi sıvıların en önemli tercih sebebi şudur; normalde madeni yağlarla çalışan hidrolik sistemlerde kullanılan conta hammaddesi bunlar içinde uygundur. Aynı hususlar çok dayanıklı hammaddeler olan viton, teflon ve bütil kauçuk için de geçerlidir. Bu maddeler, çok yüksek kimyasal direnç sahibi olmalarına rağmen, perbunandan daha az elastiktirler. Bu sebep ile HFC sıvısı kullanılırken dinamik contaların mekanik aşınmalarını düşük tutabilmek için perbunan N (NBR)'ye öncelik tanınmalıdır. Poliüretan hammaddeler ve günümüzde çok nadir kullanılan deri ve mantar gibi conta malzemeleri dayanıklı olmadıklarından istisna teşkil ederler. Eğer yeni bir sistem, başlangıçta HFC tipi güvenlik sıvısına göre ayarlanacak ise, dinamik contalar mümkün olduğu kadar yüksek kaliteli perbunan N kullanılmalıdır. Piston segman salmastrası bir istisna teşkil etmektedir. Burada uzun kullanım

43 30 ömürlerinden dolayı viton contalar, perbunan N'e tercih edilmelidir, çünkü conta dudakları daha serttir ve yüksek hızda daha zor bükülür. Statik contalarda ise perbunan N, viton veya başka herhangi bir yüksek dirençli kalite kullanılması fark etmemesine rağmen genellikle perbunan kullanılır Hidrolik Pompalar Ateşe Dayanıklı Yanmaz Hidrolik Sıvılar ile yapılan uzun süreli çalışmalar göstermiştir ki hidrolik pompaların çoğu, su içerikli HFC tipi sıvılar ile problemsiz olarak kullanılabilir hatta daha verimli bir kullanım süresine bile ulaşılabilir. Özellikle çeşitli konstrüksiyonlardaki kanatlı pompalarda, 1500 dev/dak. sayısına kadar verimli olmuştur. Kaplanmış Hubringli pompalar da özellikle uygundurlar. Bundan dolayı bu pompaların basınçsız çalışması gerekmez. Bu da su glikol sıvıları için tavsiye edilir. Normal dişli ve içten dişli pompalarda çok olumlu neticeler alınmıştır. Her şeyden önce şaft milin kayıcı yatak şeklinde olması şarttır ve iğneli rulman kullanılmamalıdır. Şimdi bu pompaların yeni konstrüksiyonları çıkmıştır. Bunlar iğneli rulman kullanılmasına rağmen su içerikli HFC tipi sıvılar için uygundur. Genelde su içerikli hidrolik sıvısını kullanırken, iğneli rulman kullanmak aşağıdaki sebeplerden dolayı uygun değildir: Çok kullanılan yada yük altına giren yataklarda sürtünme hattında (silindir gövdesi/yatak kovanı), devamlı yüksek ısılar oluşur. Sıvının sulu kısmı buharlaşır. Bilye yataklı iğne, düşük ölçüde de olsa buhar tabakasının çözülmesini önler. Bu da silindir gövdesini önünde bir silindir gibi yuvarlanır, sıvıyı sıkıştırır ve yeterli yağlanmayı önler. Bilyalı rulmanlarda bu tip bir etkiye bağlı olarak bir hasar görülmemiştir. Yüksek ısılarda sürtünme noktasında meydana gelen buhar kabarcıkları hemen çözülürler, çünkü burada bilye ve halka yalnızca nokta şeklinde sürtünürler. Bu sebeple buhar kabarcığı için set şeklinde bir engel oluşmaz. Eksensel ve radyal pistonlu pompaların hepsi uzun senelerdir HFC tipi sıvılar ile kusursuz olarak çalışmaktadır HFC Tipi Sıvıların, Madeni Yağların Yerine Kullanılması İçin Gerekli Şartlar İç Boyama Ateşe dayanıklı hidrolik ortamlarla çalışan hidrolik sistemlerde, iç boyama yapılmamalıdır. Eğer buna rağmen iç boya yapılmak isteniyor ise dirençli bir cila seçilmelidir. Bunlar iki bileşenli cilalar (örnek: DD-cilası) ve epoxydharz bazlı cilalar olmalıdır. Madeni yağ kullanılmış olan bir sistemde, HFC tipi sıvıların kullanımına geçilmek isteniyorsa, ve sistem içindeki mevcut olan tank kaplanmış ise tank içindeki tabakanın bir kısmına kazınarak, dayanıklılık testi uygulanabilir. Konstrüksiyon sebebi ile hidrolik depolama kaplarına iyi bir şekilde ulaşılmadığından dayanıksız boya tabakası çıkarılamayabilir. Uzun seneler HFC tipi sıvılar ile edinilen deneyimler, dirençsiz boyaların çok nadir olarak sıvıda çözüldüklerini göstermiştir. Bu boyalar genellikle kabarırlar. Çözülmüş büyük boya parçalarının emme haznesini tıkamaması için, ki bu durumda pompada kavitasyona sebep olabilir, emme haznesine tıkalı olduğunda sinyal verip sistemi durduran ve emme borusuna monte edilen bir basınç şalteri kullanmak çok faydalı olur.

44 31 Pompa bir yere daldırılmış şekilde monte edilmiş ve bu yüzden basınç şalteri ilave edilemiyorsa ve dayanıksız boya çıkarılıyorsa emme haznesinin geçirgenliği sık sık kontrol edilmelidir. Pratikte görülmüştür ki girilebilen kaplardaki boya artıklarını temizlemek kolay olur. Boyayı söken bir madde kap duvarına sürüldükten sonra, boyalar bir buhar püskürterek uzaklaştırılabilir. Gerekirse bu işlem birkaç kez tekrarlanabilir Contalar, Salmastralar, Hortumlar Poliüretan (Vulkollan/Hidrofit) dışındaki bütün contalar, salmastralar ve hortumlar uygundur. Bütün kaliteli conta, salmastra ve hortum imalatçıları uygun materyalleri gönderebilirler. Madeni yağ bazındaki hidrolik yağlarla çalıştırılan sistemlerin değiştirilmesinde önceden uygun olmayan contalar değiştirilmelidir. Özellikle dikkat edilecek nokta pistonlardır. Çünkü burada sık sık poliüretan halkalar, piston contası olarak kullanılmaktadır. Tabi ki bütün sistem (pompalar, filtreler vs.) dayanıklı, dirençli contalarla donatılmalıdır Kumanda Sürgüsü ve Valfler HFC sıvısının su ihtiva etmesi sebebi ile kumanda sürgüsü ve valfteki contaların, bobinlerin üzerine sıvı sızdırması sonucunda kısa devreye neden olabilir. Bu sebeple, bu çeşitli sistemler neme karşı duyarlı olmayan, sıvılara karşı tam korumalı bobinlerle donatılmalı ve yedek parça alımında da mümkün ise bu tip bobin satın alınmalıdır Pompanın Emme Yüksekliği, Filtre Ateşe dayanıklı yanmaz HFC tipi hidrolik sıvılar, konvensiyonel hidrolik yağlara kıyasla daha yüksek bir özgül ağırlığa sahiptir. Kavitasyonu kesinlikle önlemek için emme yüksekliğini mümkün olduğu kadar alçak tutmak gereklidir. Eğer gerekirse sıvının serbestçe akmasını sağlayabilmek için pompa daha derine yerleştirilmeli. 300 mm.ws'lik manometrik emme yüksekliği mümkün olduğu derecede aşılmamalıdır. Aynı sebepten dolayı emme kısmında kaba filtre (tel dokuma, örgü genişliği normalde 200 mikron) kullanılmalıdır. Tavsiyemiz ince filtrenin basınçlı kısımda veya geri dönüşte kullanılmasıdır. Bu durumda filtre süzme kapasitesi genelde 25 mikrondur Filtre Malzemeleri HFC tipi sıvıların filtrasyonu için çoğunlukla plastik veya cam elyaf tip malzemeleri kullanıldığı gibi dirençli empregnasyon kağıt filtreleri ve nadir olarak kafesli tel ince filtreleri kullanılır. Empregnasyonsuz filtreler, su-glikol sıvıları için uygun değildir. Elyaflar emme haznesi önünde yüzerler, orada sıkışırlar ve emme haznesini işlemez hale getirebilirler. Bu da kavitasyon tehlikesini doğurur Sistemin HFC Tipi Hidrolik Sıvılara Göre Ayarlanması Sistemin Temizlenmesi Önceden kullanılan hidrolik yağ tamamen dışarı alınmalı, kesinlikle hiçbir artık kalmamalıdır. İletken borular mümkünse basınçlı hava ile temizlenmeli. Tank itina ile yıkanmalı, dayanıksız boyalar çıkartılmalıdır. (2.5.1'e bakınız) Tel kafes emme filtreleri uygun çözücü madde ile yıkanmalı, örgü genişliği 200 mikrondan daha küçük olanlar değiştirilmeli. İnce filtreler genel olarak yenilenmelidir. Eski dolumun boşaltılmasında depolama sistemlerinin boşaltılması da unutulmamalıdır. Geri dönüş borusunda ve basınçlı kısımda filtre bulunmuyor ise, buraya 25 mikron geçirgenliği olan bir filtre yerleştirilmelidir.

45 32 Eğer hidrolik sistem önceden, özgül ağırlığı HFC'den çok daha yüksek olan HFD sıvısı ile çalıştırılmış ise sistem boşaltıldıktan sonra önce konvensiyonel hidrolik yağ ile çalkalanmalı ve sonra HFC Tip yıkama sıvısı ile temizlenmelidir. Bu yolla daha önce kullanılmış hidrolik sıvının büyük miktarlarda sistemde kalması, kabın dibine çökmesi ve sonra tamamen temizlenememesi önlenecektir. Konvensiyonel hidrolik yağ ile çalkalayarak, karışımın yoğunluğu düşürülür, kalıntıları HFC Tip Sıvı üzerinde yüzer ve böylece temizlenmesi kolay olur Temizleme Sıvısının Dolumu Bu zamana kadar bilinen hidrolik yağ ile çalıştırılan sistemler (örn. basınçlı döküm makinalarında) kaplarda belirtilen minimum yüksekliği kadar HFC Tip temizleme sıvısı ile doldurup, çalkalanmalıdır. Bu temizleme sıvısı yok ise işlem HFC Tip Hidrolik Sıvısı ile de yapılabilir. Tam sentetik hidrolik sıvılar yapıları itibarı ile, havayı bilinen konvensiyonel hidrolik yağlardan daha yavaş verirler. Kaplarda, kabarcıklar halinde fazla hava olup olmadığı kontrol edilmelidir. Gerekirse HFC Tip yıkama sıvısında pratikte kabarcık kalmayana kadar beklenmelidir Pompa, Sistemi Doldurma ve Havasını Alma İlk çalıştırmadan evvel pompa el ile birkaç defa çevrilmelidir, bunun mümkün olmadığı durumlarda ise pompa kısaca çalıştırılır ve pompanın sıvı ile dolması sağlanır. Bundan sonra sistem maksimum 1-2 dakika kadar çalıştırılır ve aynı anda HFC Tip yıkama sıvısı ile doldurulur. Burada ses seviyesine dikkat edilmelidir. Pompanın çok ses çıkarması halinde durdurulması gerekir. Gerekli ise hava boşaltılır veya birkaç dakikalık bekleme süresinden sonra tarif edildiği şekilde işleme devam edilir. Bu çalışma şekline, pompa normal ses çıkarana kadar ve havayı tamamıyla hidrolik sistemden dışarı basana kadar devam edilmelidir Yük Bindirmeden Deneme Eğer sistem belirtilen seviyeye kadar HFC Tip Sıvı ile doldurulmuş ise, sistem çalıştırılmalı ve ilk saat içinde sıvı sadece sistem içinde pompalanmalıdır Filtre Kontrolü ve İşe Başlama İki saat sonra bütün filtreler kontrol edilmeli ve gerekli olduğu taktirde yeniden temizlenmelidir. Hala ılık olan HFC Tip yıkama sıvısını maksimum 8-24 saatlik (büyük sistemlerde yaklaşık 72 saat yıkayın) çalışmadan sonra makinadan boşaltmalı. Dışarıya pompalama, pompanın kapatılmasından sonra hemen olmalıdır ki böylelikle dağılmış yağın kesilmesi önlenmiş olsun. Daha sonra HFC Tip hidrolik sıvı doldurulmalıdır. Birkaç gün çalıştıktan sonra yağ değişiminden sonraki ilk hafta sonu, önceden kullanılan hidrolik yağın kalıntılarının yüzeyde yüzüp yüzmediği kontrol edilir ve kalıntılar temizlenir. Bu sırada filtreler de kontrol edilmelidir İşletme Kontrolü Bütün HFC Tip Hidrolik Sıvılar sınırsız bir kullanım süresine sahiptirler. Özelliklerini, tecrübelere göre yalnız uygun olmayan şartlar altında değiştirirler. Bu sebeple tavsiye edilen işletme talimatlarını da yalnızca çok uzun aralarla kontrol etmek yeterlidir. Hidrolik dolumun her 6-8 ayda bir kontrol servisleri tarafından kontrol edilmelidir.

46 33 Yeni bir sistemin işleme sokulmasından sonra veya o zamana kadar hidrolik yağ ile çalıştırılan sistemlerde, uygun olmayan işletme şartlarının etkisinin hemen fark edilebilmesi için kontrollerin ilk olarak kısa zaman aralıkları ile yapılması gerekmektedir. Kontrolün doğru yapılabilmesi için ortalama (homojen) bir örnek almak gerekmektedir. Bunun için numune, sistem çalışırken alınmalıdır. HFC Tip Hidrolik Sıvı içindeki su miktarı hissedilir şekilde buharlaşırsa, doğru viskozitenin tekrar sağlanabilmesi için saf su eklemek gerekmektedir. Normal çeşme suyu kesinlikle kullanılmamalıdır. Büyük ölçüde su verme işi yavaşça ve mümkünse birkaç bölgede yapılmalıdır. Böylece pompanın zaman zaman yalnız su emmesi ve dolayısıyla zarar görmesi engellenir. Gerekirse eklenecek su miktarı doldurulmadan önce aynı miktarda HFC Tip Hidrolik Sıvı ile karıştırarak ilave edilebilir. Korozyondan koruma etkisinin kontrolü, ph değerinin ölçülmesi ile yapılır. Test neticeleri standart değerlerden sapma gösteriyor ise o zaman ek olarak korozyon inhibitörü kontrol edilir. HFC Tip Sıvının korozyon koruma etkisi ancak işlem sıcaklığının uzun süre 45 C'nin üzerinde olmasıyla veya yabancı maddelerin sıvıya karışması ile olur. Normal şartlar altında bir değişim gözlenmez. Hidrolik dolaşım sistemine karışan yabancı yağlar zaman zaman depolama kaplarındaki HFC Tip Hidrolik Sıvı dolumundan dışarı alınmalıdır. Sistemin uzun süre çalışmaması halinde (hafta sonunda) HFC sıvı tiplerinde yabancı yağ tamamen yüzeyde yüzer ve rahatlıkla buradan emilebilir. Yüzeyde yüzen yağ içinde küçük katı parçacıklar bulunabilir bunlar yağ ile birlikte dışarıya alınır ve böylece sıvı temizlenmiş olur. Filtreler belirli zaman aralıklarıyla kontrol edilmelidir. Gerekirse filtre kapları temizlenmeli veya değiştirilmelidir. İnce filtrelerin (tel kafeslerin) temizlenmesi mümkün değildir, daha doğrusu başarılı bir sonuç getirmez. Emiş Filtreleri temizlenirken önce alkol ile yıkanmalı sonra yağ artıklarını çözücü bir madde ile veya benzin ile çalkalanmalıdır. Bu yöntem çok faydalıdır, çünkü su kısmı temizlemeyi, yalnızca hidrokarbon içerikli çözelti maddesi ile önleyebilir. KAYNAKLAR [1] PETROFER CHEMIE, Yanmaz Hidrolik Sıvılar Kataloğu [2] PETROFER CHEMIE, Hidrolik Yağlar Seminer Notları ÖZGEÇMİŞ Didem CANDAN Didem CANDAN 1975 yılında İzmir'de dünyaya gelmiştir. Karşıyaka Gazi Lisesi mezunu olup, eğitimini Ege Üniversitesi İngilizce Kimya Mühendisliği Bölümünde tamamlamıştır yılında PETROFER Endüstriyel Yağlar A.Ş.'de Kimya Mühendisi olarak çalışmaya başlamıştır. Halen aynı şirkette Kalite Güvence Müdürü olarak görevini sürdürmektedir.

47 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 04 Hidrolik Yağların Katkıları ERTUĞRUL DURAK Süleyman Demirel Üniversitesi. Makina Mühendisliği Bölümü ESİN ÇULCUOĞLU Mobil Oil Türk A.Ş. FİLİZ KARAOSMANOĞLU İstanbul Teknik Üniversitesi Kimya Mühendisliği Bölümü

48 37 HİDROLİK YAĞLARIN KATKILARI Ertuğrul DURAK Esin ÇULCUOĞLU Filiz KARAOSMANOĞLU ÖZET Endüstriyel yaşam makina kullanımı ile mümkündür. Makinaların büyük bölümünün ise, kullanımlarında yağlama yağına gereksinimi vardır. Bu nedenle yağlama yağları pek çok uygulama alanında karşımıza çıkmaktadır. Endüstriyel yağların önemli bir bölümü hidrolik sistemlerde kullanılmaktadır. Petrol kökenli ve sentetik hidrolik yağlar, kullanılacakları hidrolik ortama göre çeşitli özelliklere taşımak zorundadır. İstenen bu özellikler hidrolik yağın hazırlanmasında uygun katkı maddelerinin amaca hizmet edecek şekilde katkısı ile sağlanabilmektedir. Aşınma önleyici (AW), viskozite indeksi (VI) geliştirici, köpük önleyici, akma noktası düşürücü, temizleyici ve dağıtıcı, sürtünmenin neden olduğu titreşim veya gürültüyü önleyici katıklar, oksidasyon önleyici, yüksek basınç (EP) vb. gibi katkı maddeleri hidrolik yağlara ilave edilen katıkların başında gelmektedir. Bu çalışmada, hidrolik yağların genel bir tanıtımı yapılarak günümüzdeki konumlarının ortaya konulması ve katkı maddelerinin geniş olarak incelenmesi hedeflenmiştir. 1. GİRİŞ Günümüzde kullanılan hidrolik sistemler yüksek basınç, yüksek sıcaklık ve yüksek hızlarda çalıştığı için hidrolik akışkanın seçimi oldukça önemlidir. Hidrolik sistemde kullanılacak etkili bir akışkan, sistemin çalışma performansını yükseltmeli, sistemin güvenli çalışmasını arttırmalı, parçaların aşınmasını azaltmalı, degradasyona direnç göstermeli ve ucuz olmalıdır. Hidrolik bir sistemde hidrolik yağ, diğer bütün bileşenlerden daha fazla fonksiyon sergilemektedir. Böyle bir rolü karşılamak için akışkan şiddetli çalışma şartlarında ve olumsuz çalışma ortamında bile yeterli kimyasal ve fiziksel özelliklere sahip olması gerekmektedir. Bir hidrolik yağın seçiminde etkili olan karakteristikleri şöyle sıralamak mümkündür; Viskozite, Yoğunluk, Buharlaşma basıncı, Zehirlilik, Termal stabilite, Aşınma önleyici, Köpürme, Korozyon önleyici, Köpürme, Dağıtıcı özellikler, Kayma bozulması, Kübik elastik modülü, Yüzey gerilimi, Alevlenme kabiliyeti, Oksidasyon,

49 38 Pas önleme, Yağlayıcılık, Nem çekme özellikleri, Donma noktası, Deterjan özellikleri, Viskozite indeksi, Hava tahliyesi vb..akışkan hidrolik sistemde parçalar arasında yeterli yağlama yapmasının yanında dışarıdan giren partikül ve kirlenme karşısında da başarılı olmalıdır[1]. 2. HİDROLİK YAĞ KATKILARI Baz akışkanın doğal özelliklerini arttırmak veya ilave etmek ve önceden belirlenmiş performans karakteristiklerini başarmak için katkı maddeleri, genellikle hidrolik akışkanın son formülasyonunda ilave edilirler lerden önce hidrolik akışkanda katkı maddesi kullanımı oldukça sınırlıydı. Oksidasyon inhibitörleri vasıtasıyla çalışma ömrünün arttırılmasından sonra ilgi artmıştır. Yüksek basınç ve yüksek sıcaklıklarda çalışan hidrolik sistemlerdeki kompleks valf ünitelerinin kullanılabilmesi için yüksek kalitedeki hidrolik akışkanlara büyük gereksinim duyulmuştur. Baz akışkanın çözünürlük özellikleri genellikle pek çok katkı maddesinin verimliliği açısından oldukça önemlidir. Aşırı çözünürlük metal yüzeylerinde istenen aktif yüzey partiküllerinin adsorblanmasını engellerken yetersiz çözünürlük ise katkı maddesinden istenen fonksiyonun sergilemesini engelleyebilmektedir. Düşük veya yüksek sıcaklık uygulamaları için düşünülen hidrolik akışkanlar genellikle madeni bazlılarla kıyaslandığında çok farklı katkı maddeleri içeren sentetik yağlar daha uygundur[2]. Genel olarak; başlangıçta yağda bulunmayan veya belli miktarda bulunan, yağlara istenen bazı özellikleri kazandırmak, mevcut özellikleri geliştirmek, yağın istenmeyen bazı özelliklerini de yok etmek veya en aza indirmek amacıyla yağlara sonradan eklenen ilave maddelere Katkı Maddesi denilmektedir[3-22]. Katkı maddelerinin faydalı etkileri yanı sıra, zararlı etkileri de olabilmektedir. Özellikle aşırı miktarda katkı maddesi kullanıldığında veya diğer katkı maddeleri ile reaksiyon vuku bulduğunda bu tip zararlar açığa çıkmaktadır. Yağa bazı özellikleri kazandırmak için katkı maddesi eklenirken, bu katkı maddelerinin karıştırıldıkları yağın ve diğer katkı maddesi elemanlarının özelliklerini bozmamaları gerekmektedir[6]. Hidrolik yağlara ilave edilen katkı maddeleri yağ içerisinde birbirlerini ya negatif yönde(antagonism ) veya pozitif yönde (synergism) etkileyebilmektedir. Hidrolik yağlarda kullanılan başlıca katkı maddesi çeşitleri, kimyasal yapıları, fonksiyonları ve ilave miktarları Tablo 1. de özetlenmiştir[2] Donma Noktası Düşürücü Katkı Maddeleri Yağların temel maddesi olan hidrokarbonlar düşük sıcaklıklarda katılaşmaktadırlar[8]. Bu tip katkı maddeleri yüksek molekül ağırlıklı polimerlerdir. Bunlar, düşük sıcaklıklarda yağ akışını önleyecek bir wax kristal yapısının oluşumunu önlemektedir. Katkı maddeleri tümüyle wax kristallerinin büyümesini önleyememektedir. Fakat düşük sıcaklıklarda rijit bir yapı oluşturmaktadır. Yağın tipine bağlı olarak, donma noktası yaklaşık olarak C düşürülebilmektedir[9] Viskozite İndeksi (VI) Geliştiricileri Bu katkı maddeleri uzun zincirli yüksek molekül ağırlıklı polimerlerdir. Viskozite indeksi geliştiricilerin fiziksel çalışma prensibi gerçekte tamamen bir çözünürlük olayıdır. Büyük polimer molekülleri düşük sıcaklıkta birbiri ile sıkı bir şekilde sarılmış haldedir. Sıcaklık arttıkça yavaş yavaş moleküller sargı halden çözülerek açılır ve daha büyük bir hidrodinamik hacim oluşturduğu kabul edilmektedir. Bu durumda baz yağda polimer zincir ağı oluşur(şekil 1.)[2]. Bu katıkların fonksiyonları; herhangi bir yağın düşük sıcaklıklardaki viskozitelerini çok daha yüksek sıcaklıklarda da muhafaza etmektir[8,9].

50 39 Tablo 1. Hidrolik yağ katkı maddeleri Katkı maddesi çeşidi Kimyasal yapısı Katkı maddesinin fonksiyonu İlave miktarı (%) Oksidasyon inhibitörü Stearik fenoller, metal Metal parçalarındaki reçine ve tortu dithifosfat, sulfurlu oluşumunu azaltmak, makina ve yağın olefinler, aryl amineler... ömrünü artırmak Korozyon inhibitörleri Carboxylic asitler, Alaşımlı yatakları ve metal yüzeylerini benzotriazole, metal kimyasal bozulmalara karşı korumak sulfonatlar, alkyl carboxylic asitler... Köpük önleyiciler Polysiloxanes, organik Yağda köpük oluşumunu önlemek 2-20ppm esterler... Aşınma önleyiciler Aryl fosfatlar, Çinko İnce film ve sınır yağlamada çalışan dialkyldithifosfat (ZDTP), yüzeylerin aşınmasını azaltmak organik sulfur/fosfor bileşikleri... Viskozite indeksi Polymethacrylate Viskozitenin sıcaklık ile değişimini 3-25 geliştiriciler esterleri, styren/isopren azaltmak polimerleri, polyolefinler... Donma noktası Polymethacrylate Düşük sıcaklıklarda yağın akıcılığını düşürücüleri esterleri, naphtalene /wax sağlamak yoğuşturulmuş ürünleri... Sürtünme modife Yağ asitleri ve esterleri... Sürtünme ve aşınmayı azaltmak ediciler Deterjanlar Metal salicylateleri, metal Yağlanmış yüzeylerin temizliğini sulfatları... sağlamak Sızdırmazlık eleman Organik esterler, Sızdırmazlık elemanlarının hacmini 1-5 şişiricileri aromatikler... büyütmek Bu katkı maddeleri düşük sıcaklıklarda yağın viskozitesinde minimum, yüksek sıcaklıklarda maksimum bir artış sağlamaktadır[8]. Böylece hareketli parçalar üzerinde sıcaklıktan fazla etkilenmeyen kararlı bir yağ filmi oluşmaktadır. Yüksek sıcaklıklardaki yağ molekülleri düz şekil almaya ve bu uzun moleküller arasında birbirleriyle etkileşmeye eğilimlidirler. Böylece yağ daha çok koyulaştırıcı etki göstermektedir[9]. Yağ ısındığında VI iyileştiricileri kabaran küçük bilyalar gibi hareket etmektedir. VI iyileştiricileri, polimerize edilmiş olefinler veya izoolefinler, butil polimerler, selüloz esterleri, hidrojenli kauçuk gibi bileşiklerden meydana gelmektedir. VI iyileştiricileri motor yağlarında, otomatik transmisyon akışkanlarında, çok amaçlı çekici akışkanlarda, hidrolik akışkanlarda, bazen de dişli çarkların yağlanmasında yaygın olarak kullanılmaktadır[9]. Şekil 1. Polimerik viskozite indeksi geliştiricilere çözünürlük ve sıcaklığın etkisi

51 Köpük Önleyici Katkı Maddeleri Günümüzde hidrolik yağlarda normalde silikon yağlar (yüksek molekül ağırlıklı poysiloxanes) 2-20 ppm konsantrasyon oranında kullanılmaktadır. Böyle silikonlar pratikte madeni yağlarda çözünmezler ve üretim prosesleri esnasında hidrolik yağlara 1µm den daha küçük çaplarda küresel partiküller olarak yayılırlar[2]. Bu katkı maddeleri yağın köpürmemesi ve havadan kolayca ayrılması için kullanılmaktadırlar. Köpüklenmeye; sisteme kaçak olarak sızan hava neden olmaktadır. Hava yağ içinde solüsyon halinde bulunuyorsa sakıncalı değildir. Fakat solüsyon basınç altında ise ve basınç aniden düşürülürse hava bu solüsyondan ayrılarak köpük meydana getirmektedir[13]. Köpüklenmeye dirençli yağların kabiliyeti, ham yağın tipine, rafine tipi ve derecesi ile viskozitesine bağlı olarak değişmektedir[8]. Eğer yağın uzun süre depolanmasından dolayı çökme önlenebilirse, polimerlerin boyutları büyük seçilebilmektedir. Ayrıca bu katkı maddeleri yağa hava girişini de artırmaktadır. Çok daha büyük konsantrasyon gerekmesine rağmen organik polimerler bazen silikonlar ile bu zorlukları yenmek için kullanılmaktadırlar[9]. Köpüklenme pompalara zarar vermekte, köpüğün emilmesinden dolayı basınç düşmekte ve güç kaybına neden olmaktadır[13] Oksidasyon Önleyici (İnhibitörlü) Katkı Maddeleri Bu tip katkı maddeler özellikle tasarlanan ürün için maksimum sıcaklık gibi beklenen çalışma şartlarına göre seçilmektedir. Parafenik ve naftenik hidrokarbon içeren madeni yağların oksitlenmesi ile asidik yapılı ve madeni yağda çözünen tipte oksidasyon ürünleri, aromatik hidrokarbonların oksitlenmesinde ise madeni yağda çözünmeyen çamur ve reçine oluşmaktadır[4,13]. Yağlar kullanıldıkları yerde sık sık havayla temas etmektedirler. Bu durumda da bir seri kompleks, oksidasyon reaksiyonuna girmektedir. Petrol esaslı yağlar bazı doğal inhibitörleri içerebilmektedir. Bunların yapısı ve miktarı ham yağ tipine, rafine tipine ve derecesine bağlı olmaktadır. Bununla beraber oksidasyon inhibitörleri büyük çoğunlukla sentetik malzemelerle sağlanmaktadır[4,8]. Anti-oksidasyon bileşikler olarak; sülfür, fosfor ve nitrojen gibi bileşikleri içeren organik aminesler, sülfitler, hidroksi sülfitler, fenoller ve metal dithifosfat gibi maddelerle birlikte çinko, kalay veya baryum gibi bileşikler de kullanılmaktadır[10,4] Korozyon Önleyici Katkı Maddeleri (İnhibitörleri) Korozyon inhibitörleri polar bileşikler, metal passivatörleri, ve hidrolik yağda bulunan asidik artıkların nötralize etme kabiliyetine sahip maddelerdir. Korozyon inhibitörleri yatak alaşımlarını, metal yüzeylerini ve motorun demir ihtiva etmeyen parçalarını, metal yüzeylerde film oluşturarak yağlardaki asit artıklarının kimyasal etkilerinden korumaktadır. Bu artıkların aşındırıcı etkileri; yağlanan parçanın malzemesine, sıcaklığa ve çalışma süresine bağlı olmaktadır[13]. Bu uçlar, katkı maddelerinin metal yüzeylerinde adsorbe edilmesini sağlamaktadır. Adsorbe edilen katkı maddesi korozif maddelerin metalik yüzeylere temasını önleyecek film meydana getirmektedir. Bu film temizleyici ve dağıtıcı katkı maddeleriyle yüzeylere sıkıca bağlanmaktadır[4,13]. Korozyon önleyici katkı madde bileşikleri, aktif sülfür, fosfor veya nitrojen içeren organik bileşikler, organik sülfitler, metal tuzları, fosforik asit ve sülfürlenmiş mumlar, bazik silikatlar, nitritler ve molekül ağırlıkları düşük bazik aminler, hidroksilamin gibi bileşiklerden meydana gelmektedir[4] Pas Önleyici Katkı Maddeleri Pas oluşumu özellikle sıcaklık dalgalanmaları ve normal çalışma sıcaklıklarında nemin yoğuşması sonucunda ortaya çıkar ve hidrolik sistemlerde potansiyel bir problem oluşturur. Yağda çözülebilen belirli carboxylic asitler demirli yüzeylerde kuvvetli adsorblanmış çoklu molekül tabakalarını düşük konsantrasyon oranlarında bile oluşturma kabiliyetine sahiptir. Bu molekül tabakaları güçlü elektrostatik kuvvetler tarafından yüzeye bağlanarak oksijen ve suyun penetrasyonuna karşı etkili bir engel oluştururlar. Yani elektrokimyasal reaksiyonlarla pas oluşumu için gerekli olan oksijen ve su engellenmiş olur. Makina elemanlarının paslanmasını önlemek amacıyla yağa ilave edilen katkı

52 41 maddeler polar organik bileşikler olup, metal yüzeyle kimyasal reaksiyona girmeden film oluşturarak, metal yüzeyin su ve hava ile temasını kesmektedirler. Böylece su buharı ve korozif ortamdaki asitlerin, makina yüzeylerine zarar vermesi önlenmiş olmaktadır. Bu katkı maddeleri; aminesler, hayvansal yağlar ve bazı hayvansal yağ asitleri ile sulfanot gibi bileşikleri içermektedir[4,13,9] Temizleyici Katkı Maddeleri Temizleyici katkı maddeleri yağ içinde çeşitli sebeplerle teşekkül eden oksidasyon ürünleri, çamur, reçine, lak ve bazı katı parçacıkları dağıtmak veya kolloidal süspansiyon haline getirip temizleme görevi yapan polar maddelerdir. Bu katkılar daha çok yüksek çalışma sıcaklıkları için tasarlanmış ve /veya yoğuşmuş nem gibi önemli artıkların bulunduğu hidrolik sistemler için kullanılmaktadır. Böylece gerek yağlama devresinin tıkanmasına ve gerekse piston, segman, subap gibi elemanların yüzeyleri üzerinde çamur veya reçine tabakalarının teşkiline mani olmaktadırlar. Petrol esaslı sülfonik asitlerin baryum ve kalsiyum tuzları, sentetik sülfonik asitler, çeşitli fenolik türevlerin tuzları, baryum, kükürt ve fosfor ihtiva eden polimerler temizleyici katkı maddesi olarak geniş ölçüde kullanılmaktadır. Temizleyici katkı maddeleri tortu oluşumunu tam olarak önleyememektedir. Bu nedenle metal içermeyen külsüz katıklar geliştirilmiştir. Bunlar dağıtıcı katkı maddeleridir. Bu katkı maddeleri de polimer esaslı olup, ilave edildikleri madeni yağ içinde düşük sıcaklıkta çalışma şartlarında tortu teşekkülünü önlemekte veya geciktirmektedir. Dağıtıcıların başlıca fonksiyonları çözünürlüğü temin etmek, fazla maddeleri askıda tutarak tortu oluşumunu önlemektir. Organik dağıtıcıların asidik maddeleri nötrleştirme özellikleri yoktur[6,9,13] Sürtünme Modife Edici Katkı Maddeleri Sürtünme modife edici katkı maddeleri (FM), yapış-kay (stick-slip) sız, pürüzsüz bir çalışma elde etme gibi çalışma şartlarında kullanılması gerekli olan bir katık türüdür. Aşırı yüklenmiş eş yüzeyler arasındaki düşük hızlı kayma hareketi, malzemelerin kombinasyon zorluğu, nümerik kontrollu takım tezgahlarındaki gibi hassas doğruluk vb. durumlar bu çalışma şartlarını oluşturmaktadır[2]. Sürtünme modife edici katıklar genellikle yağ filminin mukavemetini arttırmaktadır. Böylece de ayrı metal yüzeylerini koruyup, yağ filminin bozulmasını önlemektedir. Sürtünmeyi azaltan FM katkı maddeleri; oksijen, nitrojen, molibden, sülfür, bakır ve diğer birçok bileşik içermektedirler. Bu katkı maddeleri, genellikle fiziksel adsorbsiyonla yağ filmi mukavemetini arttırıp, sürtünmeyi azaltmaktadır. FM katkı maddeleri ilk önce bütün olarak metal yüzeye adsorblayarak eş çalışan iki yüzeyi birbirinden ayırmaktadır. Genellikle yağ filmi ile yüzey pürüzlerinin penetrasyonu çok şiddetli olmadıkları yükleme hallerinde etkili olmaktadırlar. Sınır yağlama şartları altında, katkı maddesinin konsantrasyonunun artmasıyla sürtünme katsayısı azalmakta ve yüksek konsantrasyon oranlarında ise minimum bir sürtünme katsayısına yaklaşılmaktadır[3,8]. Sürtünme modife edici katıklar ayrıca hidrolik silindirlerde kullanılan polyuretane sızdırmazlık elemanları ile ilgili aşınma problemlerini de önemli ölçüde azaltmaktadır. Sürtünme modife edici katık kullanılmadığı zaman, hız, yük ve malzeme gibi şartların kombinasyonunda düzensiz bir çalışma ile sistem için ciddi bir risk oluşabilir. Nümerik kontrollu takım tezgahları, tarım makinaları, taşıtlar için yağlı fren sistemleri ve otomatik transmisyonlarda sürtünme modife edicilerin kullanılması özellikle tercih edilmelidir(şekil 2.)[2] Aşınma Önleyici (AW) Katkı Maddeleri Buradaki temel hedef yüksek termal stabiliteyi sağlayacak katıkların kullanılmasıdır. İlk formülasyonlar aryl fosfatlar içeriyordu. Bunlar özellikle pompa dizaynında beklenen aşınmada önemli bir düşüş sağlayamadılar. Bu nedenle ZDTP (Çinko dialkyldishifosfat bileşikleri) ikinci aryl alkol grupları büyük yüklerde çelik-çelik temaslarda mükemmel aşınma önleyici etki göstermiştir. Fakat ikinci dithifosfatlarda özellikle pompalarda bronz parçalarda oldukça düşük termal stabilite sergiledikleri için uygun görülmedi. Bu nedenle modern aşınma önleyicili hidrolik yağlar, yüksek termal stabilite sağlayan birinci dithifosfat içerirken, aynı zamanda mükemmel aşınma sonuçları da veren bileşikleri

53 42 içermektedir. Aşınma önleyici katkı maddeleri, daha çok karışık yağlama bölgesinde etkili olmaktadır. Buradaki yağ filmi ile yüzey pürüzlerinin penetrasyonu kesintilidir. Sürtünen yüzeylerde lokalize edilmiş metalik temaslarda bu katkı maddeleri kimyasal adsorblanmaktadır. Metal ile reaksiyona girerek bir yüzey bileşiği oluşturmakta ve bu yeni tabaka plastik bir akışa maruz kalabilmektedir. En etkili aşınma önleyici katkı maddesi çinko (ZnDDP), fosfor ve sülfür bileşikleridir. Ayrıca bazı FM katkı maddeleri de aşınmayı da azaltmaktadırlar. Bir AW katkı maddesinin genel fonksiyonu Şekil 3. te verilmektedir[3,4,8,20-22]. Hem sürtünme hem de aşınmanın birlikte azaltma işlemini yapan en iyi tribolojik katkı maddesi, en mükemmel antioksidant olan yağda çözülebilen molibden-sülfür bileşikleridir. Bu grup bileşikler sürtünme ve aşınmanın azaltılmasında ve yük taşıma kapasitesinin arttırılmasında etkilidir. 0,16 Sürtünme katsayısı 0,14 0,12 Katkılı Katkısız 0, Hız (cm/s) Şekil 2. Otomatik transmisyon yağında sürünme modife edici katığın etkisi AW Katkisi Parçalanma Prosesi Metal Yeni bilesik AW Film Enerji Girisi Olusumu Olusumu Şekil 3. AW katkı maddesinin genel etkime mekanizması Yüksek (Aşırı) Basınç (EP) Katkı Maddesi Bu grup tribolojik katkı maddeleri, ağır çalışma şartları altında çalışan metal yüzeyler arasında kaynamayı ve tutunmayı önlemektedirler. Genellikle bunlar metalik temas sayısının arttığı ve tutunmanın oluştuğu zaman meydana gelen hasarları kontrol etmektedir. Genellikle EP katkı maddeleri kimyasal reaksiyonla effektif olduğu bir gerçektir. Bu nedenle bunların kullanımları korozyon problemlerini içermektedir[7]. Bu katkı maddeleri yük taşıma kapasitesini arttırmakta, sürtünmeyi

54 43 azaltmakta, aşınmayı kontrol etmekte ve şiddetli yüzey bozulmalarını önlemektedir. EP katkı maddelerinde en çok sülfür, fosfor, klor, organik fosfat bileşikleri kullanılmaktadır. Daha önce de belirtildiği gibi bu maksatla madeni yüzeyler üzerinde kopma mukavemeti büyük ve kayma gerilmeleri küçük olan bir tabaka meydana getirilmektedir. EP katkı maddeleri metal yüzeylerle çevre sıcaklığında reaksiyona girmezler ve dolayısıyla reaksiyon sıcaklığından önce tesirli değildirler. Bu katkı maddeleri metal yüzeylerle yüksek basınçtan dolayı 500 C sıcaklıklarda kimyasal reaksiyona girerek kayma mukavemeti, düşük kurşun sülfür, demir klorür gibi tabakalar teşkil etmektedirler. Bu tabakanın mukavemetini artırmak için kullanılan en eski katkı maddeleri oleik asit, don yağı, domuz yağı, ispermeçet yağıdır. Son zamanlarda daha çok fosfor ve fosforik asitlerin esterleri ve polar gruplu oksitlenmiş organik bileşikleri kullanılmaktadır[3,4,8,12] Elastomerlerin Şişirilmesi (Sızdırmazlık elemanının şişirilmesi) Elastomerlerin şişirilmesi (sızdırmazlık elemanlarının şişirilmesi ) hidrolik sistemlerin geliştirilmesinde özenle düşünülmelidir. Aşırı genişleme ve yumuşama sızdırmazlık elemanının deplasmanından dolayı aşınmaya ya da yağ kaçaklarına neden olmaktadır. Pek çok sistemde elastomer malzemenin aşırı sertleşme gerçekleştirmeden normal derecede genişlemesine izin verecek şekilde dizayn edilirler. Sızdırmazlık elemanlarının şişme (genişleme) karakteristikleri çoğunlukla baz yağa bağlı olmaktadır. Çok az da olsa özel akışkanların kendi doğal yapısından yararlanılarak aşırı şişme özellikleri geliştirilebilmektedir. Bununla beraber, eğer baz akışkan sızdırmazlık elemanının malzemesini büzerse, ester, aromatik veya keton gibi uygun katıkların ilavesiyle bu durum düzeltilebilmektedir. Bu katıklar özellikle poyalphaolefinler, nitril kauçuk (NBR) gibi belirli sentetik esaslı yağlar için gereklidir. SONUÇ Günümüzdeki hidrolik sistemlerinin şiddetli çalışma çevrimlerinde çalışması ve ateşe dayanıklı karakteristiklerin arzu edilmesi nedeni ile hidrolik sistem tasarımcılarının hidrolik yağlar ile ilgili daha fazla, daha doğru ve daha pratik bilgilere sahip olmaları gerekmektedir. Yüksek sıcaklıklarda mükemmel termal stabilite ve düşük sıcaklıklarda ise iyi bir akış karakteristiğine sahip hidrolik yağların kullanılması ile pompa ve diğer hidrolik elemanların daha uzun süre korunup, sistemin problemsiz bir şekilde çalışmasını sağlamak mümkündür[23]. Bir hidrolik sistem yağında bulunması gereken temel özellikleri şu şekilde özetlemek mümkündür; İyi bir akış karakteristiği, Etkili bir güç iletimi, Sistemin korunması, Sistemin temiz tutulması[12]. Bu çalışmada, hidrolik yağlayıcıların genel bir tanıtımı yapılarak günümüzdeki konumları ortaya konulmuş ve hidrolik yağlarda kullanılan katkı maddeleri geniş bir şekilde incelenmiştir. Aşınma önleyici (AW), viskozite indeksi (VI) geliştirici, köpük önleyici, akma noktası düşürücü, temizleyici ve dağıtıcı, sürtünmenin neden olduğu titreşim veya gürültüyü önleyici katıklar, oksidasyon önleyici, yüksek basınç (EP) vb. gibi katkı maddeleri hidrolik yağlara ilave edilen katıkların başında gelmektedir. Söz konusu katkı maddelerinin kullanılması ile yağın özelliklerinde birtakım iyileştirmeler sağlanabilmektedir. Viskozite indeksi geliştirici katıkların kullanılması ile daha büyük sıcaklık farklarında en az kayıpla bir hidrolik sistemin çalışması, aşınma önleyici ile hidrolik sistem elemanlarının daha uzun süre aşınmadan görev yapması, sürtünme modife edicilerle daha az enerji kaybı ile çalışması sağlanabilmektedir.

55 44 KAYNAKLAR [1] TESSMANN, R.K., FITCH, E.C., The Selection of Hydraulic Fluids, STLE Lubrication Engineering, , [2] HODGES, P., Hyraulic Fluids, John Willey & Sons, Inc [3] BAU, P.J., Friction, Lubrication and Wear Technology, Asm Handbook, Volume 18, Rizi, S.Q.A., Lubricant Additives and Their Functions, , U.S.A., [4] DURAK, E., 1998, '' Farklı Yükleme Şekillerinde Yağ ve Yağ Katkı Maddelerinin Yatak Performansına Etkileri'', Süleyman Demirel Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, Isparta. [5] BAU, P.J., Friction, Lubrication And Wear Technology, Asm Handbook, Volume 18, Cheng, H.S., Lubricants And Lubrication, 79-80, U.S.A., [6] İÇİNGÜR, Y., Motorlarda Yağ Karakteristiklerini Güçlendiren Katıklar, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, Ankara, 1988 [7] O CONNOR J.J., Standart Handbook Of Lubrication Engineering, Ch. 11,13,14,15, Mc.Graw Hıll Book Comp. New York,1960. [8] RADOW, C.K., Engine Oil Additives, Aus Praxis Und Forschung, Tribologie + Schmierungstechnik. Jahrgang - 5/1990, , 37, 1990 [9] WILLS, J.G., Lubrication Fundamentals (Mechanical Engineerin :3 ), Mobil Oil Corp , New York, [10] BAU, P.J., Friction, Lubrication And Wear Technology, Asm Handbook, Volume 18, Cheng, H.S., Lubrication Regimes, 89-97, U.S.A., [11] HAMROCK, B.J., Fundamentals Of Fluid Film Lubrication, Mcgraw-Hill, Inc. New York, [12] Petrol Ofisi Ürünler El Kitabı, Hidrolik Sistem Yağları, Petrol Ofisi A.Ş., 50-54, Nurol Matbacılık, Ankara,1985. [13] SARIN, R., TULI; D.K., MARTIN, V., RAI, N.M. And BHATNAGAR, A.K., Development Of N, P, And S - Containing Multifunctional Additives For Lubricants Journal Of Stle Lubrication Engineering, 21-26, May, [14] ULUKAN, L., Makina Elemanları III, Ders Notları, İ.T.Ü. Makina Fakültesi, İstanbul. [15] DURAK, E., KURBANOĞLU, C., Sabit Yüklü Radyal Kaymalı Yataklardaki Sürtünmeye Katkı Maddelerinin Etkisi, S.D.Ü. Fen Bilimleri Dergisi, Cilt 2, 71-82, 1, Tuğra Ofset, Isparta, Aralık [16] BOOSER, E.R., Crc Handbook Of Lubrication (Theory And Practice Of Tribology), Crc Handbook, Volume Ii Theory And Design,O brien, J.A., Lubricating Oil Additives, , U.S.A., [17] TEKGÜRLER, H. Endüstride Kullanılan Yağlayıcıların Özelliklerinin İncelenmesi Ve Sınıflandırılması, İstanbul Teknik Üni., Fen Bilimleri Ens. Yüksek Lisans Tezi, İstanbul, [18] LISTON, V.T., Engine Lubricant Additives What They Are And How They Function, Journal Of The Society Of Tribologists And Lubrication Engineers, Lubrication Engineering, More Tribology Basics, , May, [19] KHORRAMIAN, B.A., IYER, G.R., KODALI, S., NATARAJAN, P.,TUPIL,R., Review Of Antiwear Additives For Crankcase Oıls, Wear, 87-95, 169, [20] DURAK, E., KURBANOĞLU, C., Günümüzde Yağlarda Kullanılan Katkı Maddeleri, Mühendis ve Makina, Cilt 70, 35-44, 470, 1999, Ankara. [21] DURAK, E., KURBANOĞLU, C., BIYIKLIOĞLU, A., KARAOSMANOĞLU, F., " Lubricating Oil Additives and Their Functions", ICOLT '99 International Conference On Lubricaiton Techniques, Boğaziçi University, Oct.1999, , İstanbul,1999. [22] DURAK, E., Yağlama Yağı Katkı Maddeleri, Makina &Metal Teknolojisi, 59-66, 109, 2001 [23] BARTZ, W., Synthetic Hydraulic Fluids for High Performance Applications, STLE Lubrication Engineering, 42-53, 2000.

56 45 ÖZGEÇMİŞLER Ertuğrul DURAK tarihinde Erzincan da doğdu. İlk, orta ve lise öğrenimini Erzincan da tamamladı tarihleri arasında Akdeniz Üniversitesi Isparta Müh. Fak. Makina Müh. Bölümünde Lisans, tarihlerinde A.Ü. Fen Bilimleri Enst. Yüksek Lisans, yılları arasında S.D.Ü. Fen Bilimleri Enst. Doktorasını tamamladı. Ağustos 1999 dan itibaren Makina Mühendisliği Bölümünde Yrd.Doç.Dr. olarak çalışmaktadır. Triboloji (Yağlama, yağ katkı maddeleri, aşınma, sürtünme ) ve makina elemanları tasarımı üzerine çalışmaktadır. İngilizce ve Fransızca bilmektedir. Evli ve bir çocuk babasıdır. Esin ÇULCUOĞLU Esin Çulcuoğlu, 1996 yılında YTÜ Kimya-Metalurji Fakültesi Kimya Mühendisliği bölümünden mezun oldu. Ardından, 1999 yılında İTÜ Fen Bilimleri Enstitüsü Kimya Mühendisliği Programında yüksek lisans öğrenimini tamamladı. Aynı yıl, Mobil Oil Türk A.Ş., Serviburnu Madeni Yağ Harmanlama Tesisi nde çalışmaya başladı. Halen Mobil Oil Türk A.Ş. de çalışmaya devam etmektedir. İTÜ Fen Bilimleri Enstitüsü Kimya Mühendisliği Programında Doktora öğrenimimi yapmaktadır. Filiz KARAOSMANOĞLU Filiz KARAOSMANOĞLU, 1982 yılında İTÜ Kimya Fakültesinden Kimya Mühendisi unvanı ile mezun oldu. Aynı yıl İTÜ Fen Bilimleri Enstitüsü Kimya Mühendisliği Programı nda yüksek lisans öğrenimine başladı yılında Yüksek Lisans, 1990 yılında ise aynı enstitüde Doktora derecelerini aldı yıllarında Kanada Nova Scotia Teknik Üniversitesi, Makina Mühendisliği Bölümü nde Bitkisel Yağ Kökenli Alternatif Motor Yakıtları üzerine doktora sonrası araştırmasını tamamladı yılında Yardımcı Doçent, 1993 yılında Kimya Mühendisliği-Enerji Teknolojisi Bilim Dalı nda Doçent unvanı aldı yılından beri İTÜ Kimya-Metalurji Fakültesi Kimya Mühendisliği Bölümü Kimyasal Teknolojiler Anabilim Dalı nda görev yapan Filiz KARAOSMANOĞLU Almanca ve İngilizce bilmektedir. F. KARAOSMANOĞLU nun araştırma alanları biyoyakıtlar ve çevre dostu yağlama yağı teknolojileridir.

57 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 05 Hidrolik Sistemlerin Tasarımında Paket Program ve Hidrolik Modüller Kullanılarak Kolay Benzetim Yapılması TUNA BALKAN M. A. SAHİR ARIKAN Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü

58 49 HİDROLİK SİSTEMLERİN TASARIMINDA PAKET PROGRAM VE HİDROLİK MODÜLLER KULLANILARAK KOLAY BENZETİM YAPILMASI Tuna BALKAN M. A. Sahir ARIKAN ÖZET Bu çalışmada, hidrolik sistemlerin tasarımında hazır ticari paket program ve bu paket program ile birlikte çalışabilecek, daha önceden hazırlanmış olan hidrolik modüller kullanılarak benzetim yapılması ve bu yaklaşımın getireceği kolaylıklar ve zaman kazancı anlatılmıştır. Başta, günümüzde yaygın olarak kullanılmakta olan MATLAB /SIMULINK yazılımı olmak üzere konu ile ilgili çeşitli örnekler verilmiştir. 1. GİRİŞ Günümüzün hidrolik uygulamaları göz önüne alındığında, genellikle, dinamik etkilerin göz önüne alınmasına gerek duyulmayan hidrostatik, ya da oldukça düşük hızlarda çalışan dinamik sistemlerle karşılaşılmaktadır. Yüksek hızlarda ve/veya ivmeli hareket eden sistemler ise çoğunlukla küçük ataletlere sahip olduğundan, tasarım sürecinde çeşitli dinamik etkilerin göz önüne alınmaması büyük hatalara neden olmamaktadır. Öte yandan, sürtünme, mekanik boşluk, esneklik ve dinamik etkiler nedenleriyle oluşabilecek hatalar da kabul edilebilir sınırlar içinde kalmakta ve uygulamalar da çoğunlukla açık döngü olarak gerçekleştirilmektedir. İzleme kabiliyeti, tepki hızı ve kararlılığın önem kazandığı servo sistemler ile dış etkenlerin önemli olduğu uygulamalarda ise kapalı döngü kullanılmakta ve elektrik tahrikli sistemler tercih edilmektedir. Günümüzde, yüksek güç üreten elektrik motorlarının boyutlarının küçülmüş, ağırlıklarının azalmış ve fiyatlarının düşmüş olmasına rağmen, kuvvet/atalet oranları oldukça yüksek olan hidrolik sistemler, büyük kuvvet ve/veya tork gereksiniminin bulunduğu uygulamalar için hala önemini korumaktadır. Yakın gelecekte de, servo valfler ile kolaylıkla denetlenebilen hidrolik sistemlerin, servo elektrik motorları ve sürücüleri karşısındaki yerlerini koruyacağı anlaşılmaktadır. Servo denetimli kapalı döngü sistemlerde, sistemin isteğe karşı verdiği yanıttaki gecikme, hız, hata, kararlılık gibi kavramlar oldukça önem kazanmaktadır. Bu durum özellikle havacılık sektöründe ve askeri uygulamalarda daha da ön plana çıkmakta ve hidrolik sistemler yerine elektrik motorları ile sürülen sistemler üzerinde çalışmalar giderek artmaktadır. Ancak, servo valfler ile kolayca denetlenebilen hidrolik sistemlerde performansı arttırmak için denetlenen mekanik sistemin dinamik davranışı, hidrolik yağın sıkıştırılabilirliği, servo valfin zaman sabiti ve kazancı gibi etkenleri gözönüne alarak tasarım aşamasında bir matematiksel model oluşturulması ve artık yaygın olarak kullanılan dinamik modelleme yazılımlarının yardımı ile bilgisayar ortamında benzetim yapılması gereği ortaya çıkmıştır.

59 50 Bir hidrolik sistemin tasarımı sürecindeki aşamalar, matematik modelleme, dinamik model elde edilmesi ve benzetimdir. Bu şekide, bilgisayar ortamında sistemin basamak ve frekans tepkisi, vb. davranışlarının benzetimi yapılabilmektedir. Böylece, benzetim üzerinde yapılan çalışmalarla tasarımın iyileştirilmesi, denetleç türünün seçimi ve parametrelerinin iyileştirilmesinin bilgisayar ortamında kolaylıkla gerçekleştirilmesi mümkün olmaktadır. Sistemlerin bilgisayar ortamında benzetiminin yapılması, tasarım sürecindeki çalışmaların gerçek sistem üzerinde yapılması yerine bilgisayar ortamında yapılmasına olanak sağlamaktadır. Böylece daha az zaman ve daha az kaynak harcanarak sistemin istenilen performans düzeyine getirilmesi mümkün olmaktadır. Gerektiğinde, bu testlerin sonuçlarının gerçek sistem üzerinde yapılan testlerin sonuçlarıyla karşılaştırılması ve benzetimin doğrulanması da mümkündür. Hidrolik güç sistemlerinin benzetim uygulamaları için çeşitli kişisel bilgisayar programları geliştirilmiştir [1]. Çoğunlukla, bu tür programlarda dinamik benzetim özellikleri bulunmamaktadır. Ancak, bu şekilde başlayıp, daha sonra çok sayıda programcının uzun sürede geliştirdiği ticari paket programlar bu tür ihtiyaçlara cevap verebilmektedir. MATLAB [2] yazılımının SIMULINK [3] modülü günümüzde bu tür dinamik modelleme ve benzetimin gerçekleştirilmesinde yaygın olarak kullanılan programlardan birisidir. Özellikle servo uygulamalarında, seçilen valfin dinamik davranışının uygunluğu, sistemin kararlılığı, tepki hızı, oluşan nihai hata vb. tasarım kriterlerinin önceden test edilmesi ve sistemin istenilen dinamik davranış için ayarlanması ancak uygulama öncesi başlanan ve uygulama sürecinde de devam eden bir dinamik modelleme ve benzetim ile mümkün olabilmektedir. Bu süreç içerisinde karşılaşılacak en önemli zorluklardan birisi hidrolik devrede yer alan elemanların dinamik modellerinin oluşturulması için gerekli olan parametrelerin belirlenmesidir. Bu amaçla, dinamik model oluşturulduktan sonra, eğer önceden yapılmamış ise, hidrolik elemanların dinamik parametrelerinin belirlenmesi için bir dizi test ve laboratuvar çalışmasının yapılması gerekmektedir. Benzetim sonuçlarının uygulama sonuçları ile karşılaştırılması, ancak sistem parametrelerinin belirlenmesinden sonra mümkün olmaktadır. Bu amaçla dinamik modelleme yazılımlarının gerçek zamanda çalışan modüllerinin, bilgisayara takılacak analog/sayısal ve sayısal/analog dönüştürücü birimleri içeren bir veri toplama kartı yardımı ile hem benzetimi hem de uygulamayı gerçek ve eş zamanlı olarak çalıştırabilme yeteneğinin kullanılması mümkündür. Denetim algoritmalarının belirlenmesi, denetleç türünün seçilmesi ve parametrelerinin belirlenmesi bu sayede kolaylıkla yapılabilmekte ve sistem kullanıcıya teslim edilmeden önce istenilen performansın elde edilip edilmediği rahatlıkla görülebilmektedir. Tasarımda ve denetleç ayarlarının yapılmasında kullanılacak bu yöntemin uygulanması ilk zamanlarda zor ve zaman alıcı olarak görülmekle birlikte özellikle hidrolik devre elemanlarını içeren yazılım kütüphanesinin zaman içerisinde oluşturulması ve sistem dinamiği yaklaşımı ile tasarım zamanları hızla düşecek ve uygulama kalitesinde artış sağlanacaktır. Günümüzde, söz konusu yazılımlarla kullanılmak üzere çeşitli türde pompa, valf, süzgeç gibi bir çok hidrolik devre elemanı için bilgisayar ortamında dinamik modeller üreten ve bilgisayar kütüphaneleri oluşturan yazılım şirketleri bulunmaktadır. Dinamik etkileri içeren ve tamamen hidrolik sistemlerin tasarımına ve devre şeması oluşturulmasına yönelik yazılımlar bulunmasına rağmen, bu yazılımlar özellikle denetlenecek dinamik sistemin esneklik, kuru sürtünme, mekanik boşluk, vb. önemli özelliklerinin gereken detayda modellenmesi açısından yetersiz kalabilmektedir. Benzer çalışmalar elektronik (analog ve/veya sayısal) devre ve denetleçler kullanılarak da gerçekleştirilebilmekle beraber, bilgisayar ortamı ve yazılım kullanımı tasarıma ve testlere esneklik kazandırmakta, mikroişlemci ile yapılan denetim uygulamalarında ise istendiğinde işlemci kodu kolaylıkla elde edilebilmektedir. Hidrolik sistemlerin tasarımında kullanılan bu yaklaşımın pnömatik sistemler için de kullanılabilmesi mümkündür. Ancak, devre elemanlarının dinamik modellerinin elde edilmesi sırasında, gazların sıkıştırılabilirliği ve sıcaklık etkileri göz önüne alındığında oldukça karmaşık matematiksel modeller ortaya çıkmaktadır. Hidrolik elemanlar ile beraber pnömatik devre elamanlarının da modellerini içeren ve sadece hidrolik-pnömatik uygulamaları için özel yazılımlar olmasına rağmen, bu yazılımlar yukarıda da belirtildiği üzere denetlenecek sistemin dinamik modelini oluşturmadaki güçlükler nedeniyle yeterince cazip olmamaktadır.

60 51 2. HİDROLİK MODÜL KÜTÜPHANELERİ Günümüzde, dinamik modelleme ve benzetim için geliştirilmiş ticari paket programlarla kullanılmak üzere çeşitli türlerde pompa, valf, biriktirici gibi bir çok hidrolik devre elemanı için bilgisayar ortamında dinamik modeller üreten ve modül kütüphaneleri oluşturan yazılım şirketleri bulunmaktadır. Modüller, devre elemanının doğrudan söz konusu paket program içerisinde kullanılabilecek şekilde geliştirilmiş olan dinamik modelini içermektedir. Kullanıcının, modülün nasıl çalıştığını bilmesi gerekmemekte, sadece modül ile ilgili parametreleri programa girmesi yeterli olmaktadır. Örnek olarak, MATLAB paket programının örneklerinden birisi olan bir hidrolik denetim sisteminin SIMULINK kullanılarak hazırlanmış olan modeli Şekil 2.1 de verilmiştir. Modelin içinde yer alan bazı modüller ise Şekil 2.2 ve 2.3 te gösterilmiştir. Pompa denetim valfi orifis alanı p p1 x A qin Valf/Silindir/Piston/Yay Komplesi Pi ston Konumu (m) Basınçlar p1 (sarı) p2 (mor) p3 (mavi) (Pa) Şekil 2.1. Hidrolik Denetim Sisteminin SIMULINK Modeli A 2 1 p1 Control Valve Flow p2 Area p1 q12 xdotac Ac^2/K laminar flow pressure drop 1/C1 p2 1 p 3 qin V30 beta cylinder volume 1 p3 s piston pressure Ac/K force/spring p2, p3 2 x Ac Şekil 2.2. Valf/Silindir/Piston/Yay Modülünün SIMULINK Modeli [T,Q] Qpump 1 Qout 1/C2 leakage IC [p10] 1 p1 Clock A Şekil 2.3. Pompa ve Denetim Valfi Alanı Modüllerinin SIMULINK Modelleri

61 52 Verilen örnekten de anlaşılacağı üzere, hidrolik denetim sisteminin modellenmesi sürecinde hazır modüllerin kullanılması, programlamayı kolaylaştırmakta ve zaman kazancı sağlamaktadır. Şekil 2.2 ve 2.3 te verilmiş olan hazır modüller kullanılmamış olsa idi bunların yerini tutacak modüllerin yazılması, çalıştırılması, doğru çalıştığından emin olmak için testlerin yapılması gerekmekte idi. Öte yandan, elektronik endüstrisinde yaygın olan ve bir üretici firmanın tüm ürünleri ile ilgili modüllerin yer aldığı kütüphenelere ise hidrolik ve pnömatik endüstrisinde hala raslanamamaktadır. Hidrolik devre elemanı üreten firmaların yapması gereken işlerden birisi de, ürünleri için bu tür modüllerin oluşturulmasını sağlamak, teşvik etmek veya çalışmalara doğrudan katkıda bulunmak olmalıdır. Diğer örnekler olarak, MATLAB programını geliştiren firmanın haricindeki bir firma tarafından MATLAB ile birlikte kullanılmak üzere hazırlanmış modüller kullanılarak, bir silindir tahrik sisteminin konum denetimi için hazırlanmış olan program Şekil 2.4 de, otomotiv endüstrisinde kullanılan enjektör denetimi için hazırlanmış olan program ise Şekil 2.5 te verilmiştir [4]. Şekil 2.4 de modüller taranmış olarak gösterilmiştir. Şekil 2.4. Silindir Tahrik Sisteminin Konum Denetimi için SIMULINK Modeli SIMULINK in yanısıra, EASY5 [5,6], SPICE programının MECHATRONICS kütüphanesi [7] ve DYMOLA [8] programları kullanılarak oluşturulmuş olan modeller sırasıyle Şekil de verilmiştir. Bu tür yazılımların genellikle SIMULINK arayüzleri de bulunduğundan, ilgili modülleri doğrudan SIMULINK içerisinde kullanmak da mümkün olmaktadır.

62 53 Şekil 2.5 Enjektör Denetimi için SIMULINK Modeli SONUÇ Hidrolik sistemlerin tasarımında hazır ticari paket program ve bu paket program ile birlikte çalışabilecek, daha önceden hazırlanmış olan hidrolik modüller kullanılarak benzetim yapılması ile, bu yaklaşımın getireceği kolaylıklar ve zaman kazancını anlatmak için MATLAB /SIMULINK, EASY5, SPICE ve DYMOLA paket programları ile ilgili çeşitli örnekler verilmiştir. Dinamik etkileri de içeren bu ve benzeri diğer paket programlar genel amaçlı olup, herhangi bir sistemin modellenmesi ve benzetimi için kullanılabilmektedir. Programların çalıştırılabilmesi için, benzetimi yapılacak sistemin işlem blokları kullanılarak modellenmesi gerekmektedir. Model oluşturma çalışması da bilgi birikimini ve tecrübeyi gerektirmektedir. Modellerin oluşturulması esnasında hazır modüllerin kullanılması, hem işi kolaylaştırmakta, hem de zaman kazanılmasını sağlamaktadır. Şekil 2.1, bir hidrolik denetim sisteminin, daha önceden hazırlanmış olan valf/silindir/piston/yay, pompa ve denetim valfini modelleyen hazır modüller kullanılarak oluşturulmuş SIMULINK modelini göstermektedir. Bu haliyle model oldukça basit görünmekte ve kolaylıkla hazırlanabilmektedir. Bu modüllerin hazır olmaması durumunda ise, Şekil 2.2 ve 2.3 te verilen işlem bloklarından oluşan modellerin de hazırlanması gerekmektedir. Öte yandan, bu yaklaşımın rahatlıkla kullanılabilmesi için çok sayıda hazır modülün mevcut olması gerekmektedir. Bu nedenle, hidrolik devre elemanı üreten firmaların, ürünleri için bu tür modüllerin oluşturulmasını sağlamak, teşvik etmek veya çalışmalara doğrudan katkıda bulunmak için çalışmalar yapması, hazır modül sayısında önemli artışların olmasını sağlayacaktır.

63 54 Şekil 2.6.a Silindir Hız Denetimi için EASY5 Modeli Şekil 2.6.b EASY5 Kütüphanesinden Örnekler

64 55 Şekil 2.7 Akümülatör Doldurma için SPICE Modeli Şekil 2.8.a Hız Denetimi için DYMOLA Modeli Şekil 2.8.b Geri Döndürmez Valf için DYMOLA Modeli

65 56 KAYNAKLAR [1] ERŞAHİN, M. A ve ÜNLÜSOY, Y. S., Hidrolik Güç Sistemlerinin Bilgisayar Yardımı ile Tasarım ve Simülasyonu (HİD-01), I. Ulusal Hidrolik Pnömatik Kongresi ve Sergisi Bildiri Kitabı, s.1-14, 3-5 Aralık 1999, İzmir. [2] MATLAB User s Guide, Version 2, The Mathworks Inc., 1993 [3] MATLAB /SIMULINK Dynamic System Simulation Software,User s Guide, Version 2, The Mathworks Inc., [4] [5] boeing.com/assocproducts/easy5/components/components_libraries_hc.htm [6] boeing.com/assocproducts/easy5/new_hydraulic_lib_v40.htm [7] intusoft.com/products/mechatronics.html [8] ÖZGEÇMİŞLER Tuna BALKAN 1957 yılında Manisa da doğdu. Halen çalışmakta olduğu Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1979 yılında Lisans, 1983 yılında Yüksek Lisans, 1988 yılında da Doktora derecelerini aldı yılında Öğretim Görevlisi, 1988 yılında Yardımcı Doçent, 1990 yılında Doçent ve 2000 yılında da Profesör ünvanını aldı yılından beri ODTÜ Bilgisayar Destekli Tasarım İmalat ve Robotik Merkezi Başkan Yardımcılığı görevini yürütmekte ve ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü nde danışman olarak görev yapmaktadır. Çalışmaları sistem dinamiği, kontrol, sistem modellemesi, simülasyonu ve tanılaması, akışkan gücü kontrolu, robotik ve uygulamaları alanlarında yoğunlaşmıştır. M. A. Sahir ARIKAN 1957 yılında Ankara da doğdu. Halen çalışmakta olduğu Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1979 yılında Lisans, 1981 yılında Yüksek Lisans, 1987 yılında da Doktora derecelerini aldı yılında Öğretim Görevlisi, 1987 yılında Yardımcı Doçent, 1989 yılında Doçent ve 1995 yılında da Profesör ünvanını aldı. Çalışmaları, Bilgisayar Destekli Tasarım/Üretim/Mühendislik, robotik ve endüstriyel uygulamaları ile dişli dinamiği ve tasarımı alanlarında yoğunlaşmıştır.

66 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 06 Hidrolik Sistemlerin MATLAB -RTWT İle Gerçek Zamanlı Denetimi M. BURAK GÜRCAN İLHAN BAŞÇUHADAR ASELSAN A.Ş. TUNA BALKAN Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü

67 59 HİDROLİK SİSTEMLERİN MATLAB -RTWT İLE GERÇEK ZAMANLI DENETİMİ M. Burak GÜRCAN İlhan BAŞÇUHADAR Tuna BALKAN ÖZET Bu çalışmada MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan denetleç ile MATLAB /RTWT (Real-Time Windows Target) yazılımı kullanılarak servo denetimli hidrolik sistemlerin gerçek zamanlı denetimi gerçekleştirilmiştir. Çalışmada örnek olarak, ASELSAN A.Ş. bünyesinde yürütülmekte olan bir projede, tank kulesinin stabilizasyon denetimi ele alınmıştır. Stabilizasyon testi sırasında tankın kulesine gelebilecek dış etkilerin benzetimini yapmak için, bu amaçla tasarlanan Hidrolik Simülatör kullanılmıştır. Çalışmada öncelikle kulenin ve Hidrolik Simülatör ün hem yan hem de yükseliş eksenlerinin denetimi yapılmıştır. Daha sonra üzerinde kule bulunan Hidrolik Simülatör, Stabilizasyon Test Parkuru ndan toplanan hız verileriyle hareket ettirilmiştir. Bu sırada simülatör üzerinde bulunan tank kulesinin stabilizasyon denetimi yapılmıştır. Böylece, tankın Stabilizasyon Test Parkuru na çıkmasına gerek kalmadan stabilizasyon performansını iyileştirmek için uygun denetleç türünün ve parametrelerinin seçilmesi mümkün olmuştur. 1. GİRİŞ Bilgisayar ortamında hazırlanan denetleç döngülerine gerçek sistemlerin dahil edilmesi, denetleç performansının geliştirilmesi çalışmalarında bazı kolaylıklar sağlamaktadır. Böyle bir düzenekle gerçek sistem, modelinin oluşturulmasına gerek kalmadan bilgisayar ortamına aktarılmaktadır. Böylece, farklı denetleç algoritmaları ve parametrelerinin denenmesi, eniyileme algoritmaları kullanılarak parametrelerin eniyilemesinin yapılması ve denetleç algoritmaları ve parametrelerindeki değişikliklerin gerçek sistem üzerindeki etkilerinin aynı anda incelenebilmesi olanaklı hale gelmektedir. Bu çalışmada, ASELSAN A.Ş. bünyesinde yürütülmekte olan bir proje kapsamında, tank kulesinin stabilizasyon denetimi ele alınmıştır. Test düzeneği olarak Hidrolik Simülatör ve tank kulesi kullanılmıştır. Bu birimlerin denetimi, MATLAB /SIMULINK [1,2] ortamında hazırlanan denetleç ile MATLAB /RTWT [3] yazılımı kullanılarak yapılmıştır. Tanklar için stabilizasyon testi APG (Aberdeen Proven Ground) Parkuru ve Sinüs Parkuru olmak üzere iki farklı parkurda yapılmaktadır [4]. APG Parkuru yaklaşık 130 m. uzunluğunda, üzerinde farklı aralıklarla yerleştirilmiş farklı yüksekliklerde engeller bulunan bir parkurdur. Engellerin yükseklikleri, dizilişleri arasındaki uzaklıklar ve tankın parkurdan geçiş hızı standartlarla belirlenmiştir. APG Parkuru tankın yükseliş ekseninin stabilizasyon testi için kullanılır. Parkurdan geçerken tank namlusunun yükseliş eksenindeki açısal konum değişimlerinin düşük olması, yükseliş ekseni stabilizasyon performansını göstermektedir. Tankın yan eksen stabilizasyon testleri için kullanılan Sinüs Parkuru genliği yaklaşık 25 m olan sinüs dalgası şeklinde bir parkurdur. Parkurun şekli ve tankın parkurdan geçiş hızı standartlarla belirlenmiştir. Tankın yan eksen stabilizasyon performansı, Sinüs Parkuru ndan

68 60 geçerken namlunun yan eksendeki açısal konum değişikliklerinin düşük olmasıyla ölçülür. APG ve Sinüs Parkurları ndan geçerken kule üzerinde oluşan bozucu açısal hızlar kaydedilmiş ve Şekil 1.1 de gösterilmiştir. Oluşan bozucu açısal hızlar tankın parkurdan geçiş hızına bağlı olarak değiştiği için, Şekil 1.1 deki grafiklerde y-ekseni değerleri verilmemiştir. (a) (b) Şekil 1.1. APG Parkuru ndan geçerken kule yükseliş ekseninde (a) ve Sinüs Parkuru ndan geçerken kule yan ekseninde

69 61 (b) oluşan bozucu açısal hız değerleri Bu çalışma kapsamında, Hidrolik Simülatör kullanılarak kule, stabilizasyon testi sırasında oluşacak dış etkilerin benzetimini yapacak şekilde hareket ettirilmiştir. Bu sırada, tank kulesine de stabilizasyon denetimi amacıyla yan ve yükseliş eksenlerinde sıfır hız isteği verilmiştir. Stabilizasyon denetimi kapsamında denetlecin çalışması regülatör problemine karşılık gelmektedir. Test sırasında namluda oluşan açısal konum değişimleri kullanılarak tankın stabilizasyon hassasiyeti performansı ölçülmüş, bu performansın iyileştirilmesi amacıyla denetleç algoritmasında ve denetleç parametrelerinde değişiklikler yapılmıştır. 2. TEST DÜZENEĞİ Tank kulesi ile Hidrolik Simulatör den oluşan test düzeneği Resim 2.1 de verilmiştir. Resim 2.1. Test düzeneği Stabilizasyon testi sırasında tankın kulesine gelebilecek dış etkenlerin benzetimini yapmak için hazırlanmış olan Hidrolik Simulatör, hidrolik güç ünitesi ve iki eksende hareket edebilen hidrolik test sehpası olmak üzere iki birimden oluşmaktadır. Hidrolik güç ünitesi 45 kw ve 900 dev/dk özelliğine sahip bir elektrik motoru ve radyal pistonlu bir hidrolik pompadan oluşmaktadır. 80 cc/dev anma hacmine sahip pompa 70 lt/dk seviyesinde debi sağlamaktadır. Sistemde 450 lt kapasiteli bir yağ deposu bulunmaktadır. Çalışma basıncı 10 bar ile 300 bar aralığında ayarlanabilen sistemde 32 lt kapasiteli bir hidrolik akümülatör de bulunmaktadır. Sistem değişik test olanakları sağlayacak şekilde altı adet basınç ölçer ve bir adet debi ölçerle donatılmıştır. Hidrolik test sehpası, üzerine yerleştirilen yaklaşık 12 ton ağırlığındaki tank kulesini yan ve yükseliş olmak üzere iki eksende hareket ettirebilecek şekilde tasarlanmıştır. Sehpanın her iki eksendeki hareket aralığı ± 5 o dir. Sürücü olarak, üzerinde servovalf bloğu bulunan hidrolik pistonlar kullanılmaktadır. Sehpanın açısal hız ve ivme düzeyleri stabilizasyon testleri sırasında gerekecek değerler gözönüne alınarak belirlenmiştir. Eksenlerdeki açısal konumlar iki adet potansiyometre, açısal hızlar ise iki adet jiroskop tarafından algılanarak denetim birimine iletilmektedir. Hidrolik test sehpasının üzerine yerleştirilen tank kulesi yan ve yükseliş olmak üzere iki eksende hareket edebilmektedir. Yükseliş eksenindeki hareket hidrolik bir pistonun namluyu sürmesiyle sağlanır. Yan eksendeki hareket ise hidrolik motor ve çember dişlisi tarafından sağlanır. Kulenin

70 62 hidrolik düzeneğinde pistonun ve motorun denetimi için birer servoblok bulunmaktadır. Servobloklar üzerinde, akışı yönlendiren makaranın konumunu algılayan LVDT (Linear Variable Differential Transducer) ile, yük basıncını algılayan basınç algılayıcı olmak üzere iki adet algılayıcı mevcuttur. Kule üzerinde eksenlerdeki açısal konumları algılayan iki adet açısal konum algılayıcı ile açısal hızları algılayan iki adet jiroskop bulunmaktadır. Ayrıca, hidrolik test sehpasının üzerinde bulunan iki adet jiroskoptan alınan bilgiler, kulenin denetiminde bozucu açısal hız bilgisi olarak kullanılmaktadır. 3. DENETİM DÜZENEĞİ Hidrolik Simülatör ve tank kulesinin denetimi PC üzerinde, MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan denetleç modeliyle yapılmıştır. Test düzeneği ile bilgisayar arasındaki veri aktarımı iki adet veri toplama kartı kullanılarak gerçekleştirilmiştir. İki adet veri toplama kartından birisi sehpanın yan ve yükseliş eksenlerinin denetiminde, ikincisi de kulenin yan ve yükseliş eksenlerinin denetiminde kullanılmaktadır. Veri toplama kartı olarak National Instruments firmasının 64 adet analog girdi ve 2 adet analog çıktı kanalı olan PCI-6071E serisi kartları kullanılmıştır. Bilgisayarda PCI bus üzerinden çalışan bu kartların analog giriş ve analog çıkış sinyallerinin özellikleri Tablo 3.1 de verilmiştir [5]. Tablo 3.1. PCI-6071E serisi veri toplama kartlarının analog giriş ve çıkış sinyallerinin özellikleri Kanal Sayısı Çözünürlük Örnekleme Hızı Çalışma Aralığı Analog Giriş bit 1.25 Ms/sn ±0.05 V / ±10 V Analog Çıkış 2 12 bit 1 Ms/sn ±10 V Kartlar üzerinden Hidrolik Simülatör ün iki ekseni ve kulenin iki ekseni olmak üzere toplam dört eksen için denetim sinyali gönderilmekte ve bu eksenlerden algılanan geri besleme sinyalleri de kartlar aracılığıyla sayısal ortama aktarılmaktadır. Hidrolik Simülatör ve denetim bilgisayarı arasındaki veri aktarımı Şekil 3.1 de gösterilmiştir. Veri toplama kartı üzerinden iki eksen için toplam sekiz sinyal bilgisayara alınmakta, bilgisayardan sisteme de iki sinyal gönderilmektedir. Bilgisayara alınan sinyaller LVDT, Basınç Algılayıcı, Jiroskop ve Potansiyometre sinyalleridir. Bilgisayardan da sisteme hız isteği sinyalleri gönderilmektedir. Hız isteği bilgisayardan verilebildiği gibi kumanda kolundan da verilebilmektedir. Kumanda kolundan bir istek geldiğinde bu istek denetim modeline girmekte ve bu model tarafından hız isteğine çevrildikten sonra eksen servovalflerine uygulanmaktadır. Şekil 3.2 de kule ve denetim bilgisayarı arasındaki veri aktarımı görülmektedir. Hidrolik Simülatör de olduğu gibi, veri toplama kartı üzerinden bilgisayara toplam sekiz adet algılayıcı sinyali alınmakta, iki adet denetim sinyali de kuleye gönderilmektedir. Kulenin iki ekseni için hız isteğinin bilgisayardan veya kumanda kolundan verilmesi mümkündür. Veri aktarımı açısından kulenin Hidrolik Simülatör den farkı, kule denetim modeline bozucu açısal hız bilgisinin de girmesidir. Bu bilgi sehpa üzerinde bulunan jiroskoplardan Hidrolik Simülatör veri toplama kartı aracılığıyla alınıp kule denetim modeline aktarılmaktadır. Denetim düzeneğinde kullanılan bilgisayar Pentium-III 800 MHz işlemciye ve 256 Mb belleğe sahip bir PC dir. Denetim düzeneği içinde Hidrolik Simülatör ve kule için birer adet kumanda kolu bulunmaktadır. Kumanda kolları iki eksende analog çıktı verebilmektedir.

71 63 4. DENETİM MODELİ MATLAB /SIMULINK ortamında oluşturulan denetleç modelinin gerçek zamanlı olarak çalıştırılması için, MATLAB in alt yazılımları olan Real-Time Workshop (RTW) ve Real-Time Windows Target (RTWT) yazılımları kullanılmıştır. Bu yazılımlardan RTW MATLAB/Simulink ortamında yaratılan denetleç modellerinden, gerçek zamanlı çalışan C-code yaratmak için kullanılmaktadır. Yaratılan C- code MATLAB/Simulink kullanılarak doğrudan üzerinde çalışılacak işlemciye aktarılmaktadır. RTWT yazılımı ise RTW ile yaratılan C-code ile kullanıcı arayüzü oluşturmak için kullanılmaktadır. Bu yazılımlar kullanılarak Hidrolik Simülatör ün ve tank kulesinin denetimi için hazırlanan denetleç modelleri Şekil 4.1 de verilmiştir. Bu modellerle sistemin gerçek zamanlı denetiminin yapılması ve denetleç parametrelerinin sistem çalışır durumdayken değiştirilmesi mümkün olmaktadır. Şekil 4.1 de verilen modeller Hidrolik Simülatör ün ve kulenin yükseliş eksenlerinin denetimi için hazırlanmıştır. Sistemlerin yan eksenlerinin denetim modelleri yükseliş ekseni ile aynı olduğu için şekilde gösterilmemiştir. Hidrolik Simülatör ün denetim modeli üç ayrı bölümden oluşmaktadır. Birinci bölümde, MATLAB /RTWT yazılımının Analog Input bloğu kullanılarak analog sinyaller veri toplama kartı üzerinden bilgisayar ortamına aktarılmaktadır. Bu sinyaller kumanda kolu sinyali (joystick), servoblok üzerinde bulunan LVDT ve basınç algılayıcıdan alınan sırasıyla, makara konumu (LVDT) ve yük basıncı bilgisi (PRTR) ve test sehpası üzerindeki potansiyometre ve jiroskoptan alınan sırasıyla, açısal konum (P_FDBK) ve açısal hız (S_FDBK) sinyalleridir. Denetim modelinin birinci bölümünde, bu sinyaller gerekli kazançlarla çarpılarak hız isteği ile karşılaştırılabilir duruma getirilmektedirler. Hidrolik Simülatör denetim modelinin ikinci bölümünde ise, hız isteği bilgisi (S_CMD) oluşturulmaktadır. Herhangi bir konum isteği varsa, bu istek konum geribesleme bilgisiye birlikte, bir PID denetleci olan konum denetlecine girmektedir. Denetleçten çıkan bilgi hız isteği ile toplanmaktadır. Ayrıca bu aşamada kumanda kolundan gelen bir istek varsa bu istek de diğer iki sinyale eklenmekte ve böylece hız isteği bilgisi oluşmaktadır. Hız isteği bilgisi, denetim modelinin üçüncü bölümünde hız geri besleme (S_FDBK) sinyali ile karşılaştırılmak üzere yine bir PID denetleci olan hız denetlecine girmektedir. Buradan çıkan sinyal K kazancıyla çarpılarak gelen S_CMD bilgisi ile toplanmaktadır. S_CMD bilgisinin bir kazançtan geçirilerek toplanmasındaki amaç sürekli rejimdeki hatanın giderilmesidir. Bu toplama işleminin sonucu makara konumu (LVDT) bilgisiyle birlikte LVDT denetlecine girmektedir. Bu denetleç de klasik bir PID denetlecidir. Bu denetleçten çıkan sinyal yük basıncı (PRTR) bilgisi ile toplanarak servovalfe uygulanacak denetim sinyalini oluşturur. PRTR sinyali son toplama işlemine girmeden önce yüksek frekansları geçiren bir filtreden geçmektedir. Böylece sabit yük basıncı bilgileri toplama bloğuna sıfır olarak gelirken, sadece yük basıncındaki değişimler denetim sinyaline eklenmektedir. Oluşturulan denetim sinyali MATLAB /RTWT yazılımının Analog Output bloğu kullanılarak veri toplama kartı üzerinden gerçek sisteme aktarılmaktadır. Kule için oluşturulan denetleç modeli de Hidrolik Simülatör denetleç modeline benzer şekilde hazırlanmıştır. Şekil 4.1 de görülebileceği gibi bu iki model arasındaki tek fark, kule denetim modelinde bozucu açısal hız bilgisinin (S_FRWD) hız denetleci çıkışındaki toplama bloğuna eklenmesidir. Bozucu açısal hız bilgisi kule üzerine gelen bozucu etkenlerden kaynaklanmaktadır. Kullanılan düzenekte bu bilgi Hidrolik Simülatör üzerinde bulunan jiroskoplardan alınmaktadır. Böylece, Hidrolik Simülatör denetim modelinde hız geri besleme bilgisi olarak kullanılan sinyaller aynı zamanda, kule denetim modelinde de bozucu açısal hız bilgisi olarak kullanılmaktadır.

72 64 Şekil 3.1. Hidrolik simülatör ve denetim bilgisayarı arasındaki veri aktarımı

73 65 Şekil 3.2. Kule ve denetim bilgisayarı arasındaki veri aktarımı

74 66 (a) (b) Şekil 4.1. Hidrolik Simülatör ün (a) ve tank kulesinin (b) denetimi için MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan denetleç modelleri 5. TESTLER VE SONUÇLARI Hazırlanan düzenek kullanılarak kulenin stabilizasyon testleri yapılmıştır. Hidrolik Simülatör ün iki eksende birden stabilizasyon testi yapabilecek kapasitede olmasına karşın, stabilizasyon testleri prosedürüne uygun olarak testler iki eksen için ayrı ayrı yapılmıştır. Yükseliş ekseninde yapılan stabilizasyon testlerinde Hidrolik Simülatör e APG Parkuru ndan geçerken kule üzerinde oluşan yükseliş ekseni bozucu açısal hız verisi uygulanmıştır. Şekil 5.1 de simülatöre verilen hız isteği ile simülatörden alınan hız geri beslemesi sinyalleri karşılaştırılmıştır. Bu sırada kulenin hareketsiz kalmasını sağlamak için kule yükseliş eksenine sıfır hız isteği verilmiştir. Uygulanan stabilizasyon denetimi sayesinde bu şartlar altında kulenin belirli bir hata aralığında hareketsiz kalması beklenmektedir. Test sırasında kule yükseliş ekseninde oluşan açısal hız bilgisi de Şekil 5.1 de verilmiştir. Bu bilgi yükseliş ekseni jiroskobundan toplanan sinyalden elde edilmiştir. Açısal hız değerleri tankın parkurdan geçiş hızına bağlı olarak değiştiği için, Şekil 5.1 deki grafikte y-ekseni değerleri verilmemiştir. Şekil 5.2, Şekil 5.3 ve Şekil 5.4 te verilen grafiklerde de aynı durum geçerlidir.

75 67 Tank Kulesi Hız Geri Beslemesi Simülatörden Alınan Hız Geri Beslemesi 0 Simülatöre Uygulanan Hız İsteği Şekil 5.1. Yükseliş ekseninde hidrolik simülatör e uygulanan hız isteği, simülatörden alınan hız geri beslemesi ve stabilizasyon denetimi altında tank kulesi hız geri beslemesi sinyalleri 0 Şekil 5.2. Kule yükseliş ekseninde oluşan konum değişimi

76 68 Simülatöre Uygulanan 0 Tank Kulesi Hız Geri Beslemesi Simülatörden Alınan Hız Geri Şekil 5.3. Yan eksende hidrolik simülatör e uygulanan hız isteği, simülatörden alınan hız geri beslemesi ve stabilizasyon denetimi altında tank kulesi hız geri beslemesi sinyalleri Stabilizasyon performansının belirlenmesi için yükseliş ekseni jiroskobundan toplanan hız bilgisinin integrali alınarak bu eksendeki açısal konum değişimi bulunmuştur. Şekil 5.2 de açısal konum bilgisi jiroskop üzerindeki kaymadan bağımsız olarak gösterilmiştir. Stabilizasyon performansı bu grafikten bulunan standart sapma değeri olarak tanımlanmıştır. Yan eksen için yapılan stabilizsyon testlerinde de yükseliş ekseni testlerini yaparken izlenen yol izlenmiştir. Ancak bu test sırasında Hidrolik Simülatör e, Sinüs Parkuru ndan geçerken kule üzerinde oluşan yan eksen bozucu açısal hız verisi uygulanmıştır. Yan eksen stabilizasyon testi sırasında simülatöre verilen hız isteği ile simülatörden alınan hız geri beslemesi sinyalleri ve kule yan ekseninde oluşan açısal hız bilgisi Şekil 5.3 de, yan eksendeki açısal konum değişimi de Şekil 5.4 de verilmiştir. Yan eksen stabilizasyon performansı Şekil 5.4 te verilen grafikten bulunan standart sapma değeri olarak tanımlanmıştır.

77 69 0 Şekil 5.4. Kule yan ekseninde oluşan konum değişimi SONUÇ Bu çalışmada, MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan denetleç ile MATLAB /RTWT yazılımı kullanılarak hidrolik bir sistemin gerçek zamanlı denetiminin gerçekleştirilmesi, böylece farklı denetim algoritmaları ve denetim parametreleri kullanılarak sistemin performansının iyileştirilmesi amaçlanmıştır. Hidrolik Simülatör kullanılarak tank kulesi, stabilizasyon testi sırasında oluşacak dış etkilerin benzetimini yapacak şekilde hareket ettirilmiştir. Bu sırada kuleye de stabilizasyon denetimi uygulanmış ve namluda oluşan açısal konum değişimleri kullanılarak kulenin stabilizasyon performansı ölçülmüştür. Kullanılan denetleç PC ortamında oluşturulduğu için, farklı denetim algoritmaları ve denetim parametrelerini kolayca uygulamak ve sistemin performansını kısa sürede beklenen düzeye getirmek mümkün olmuştur. Stabilizasyon hassasiyeti değerleri beklenilenden daha fazla iyileştirilmiştir. Böylece, tankın Stabilizasyon Test Parkuru na çıkmasına gerek kalmadan stabilizasyon performansını iyileştirmek için uygun denetleç türünün ve parametrelerinin seçilmesi mümkün olmuştur. Çalışma sonucunda, bilgisayar ortamında hazırlanan döngülere gerçek sistemlerin dahil edilmesinin, hidrolik sistemlerin denetleç performansının geliştirilmesi çalışmalarında kolaylıklar sağladığı görülmüştür.

78 70 KAYNAKLAR [1] MATLAB User s Guide, Version 2, The Mathworks Inc., 1993 [2] MATLAB /SIMULINK Dynamic System Simulation Software, User s Guide, Version 2, The Mathworks Inc., 1993 [3] MATLAB /Real-Time Windows Target, User s Guide, Version 2, The Mathworks Inc., 2000 [4] International Test Operations Procedure, Stabilization Accuracy, ITOP (2.2.1), 1995 [5] National Instruments, Measurement and Automation Catalogue, National Ins., Texas, 1999 TEŞEKKÜR Bu çalışmanın gerçekleştirilmesinde katkıda bulunan Proje Yöneticisi Sn. Faruk MENGÜÇ e, Proje Teknik Yöneticisi Sn. Bülent Mete ye ve ASELSAN A.Ş. Proje Ekibi ne teşekkür ederiz. ÖZGEÇMİŞLER M. Burak GÜRCAN 1971 yılında Isparta da doğdu. Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1993 yılında Lisans, 1997 yılında da Yüksek Lisans derecelerini aldı. Nisan 1999 tarihinde ASELSAN A.Ş. MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü nde çalışmaya başladı ve Kaideye Monteli Stinger ve Silah Sistemleri İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projeleri nde görev aldı. Tank İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projesi nde Araç İş Paketi PKD Yöneticisi dir. Halen MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü, Silah Sistemleri ve Elektro Optik Platform Entegrasyonu Uzmanlık Birimi'nde Baş Mühendis olarak görev yapmaktadır. İlhan BAŞÇUHADAR 1964 yılında Ankara da doğdu. Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1986 yılında Lisans, 1989 yılında da Yüksek Lisans derecelerini aldı yılında ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü'nde Geçici Teknik Eleman olarak göreve başladı ve robot kollar, adım motor kontrolu ve uygulamaları konularında çalışmalar yaptı yılları arasında 9600 VHF/FM Frekans Atlamalı Telsiz Ailesi Projesi nde Mekanik Tasarım Mühendisi olarak çalıştı yılından itibaren Kaideye Monteli Stinger Projesi nde Taret Mekaniği ve Servo Sistemi PKD Yöneticiliği görevini sürdürmektedir yılından itibaren de Tank İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projesi nde Servo Sistemi PKD Yöneticisi dir. Halen MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü, Silah Sistemleri ve Elektro Optik Platform Entegrasyonu Uzmanlık Birimi'nde Teknik Lider olarak görev yapmaktadır. Tuna BALKAN 1957 yılında Manisa da doğdu. Halen çalışmakta olduğu Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1979 yılında Lisans, 1983 yılında Yüksek Lisans, 1988 yılında da Doktora derecelerini aldı yılında Öğretim Görevlisi, 1988 yılında Yardımcı Doçent, 1990 yılında Doçent ve 2000 yılında da Profesör ünvanını aldı yılından beri ODTÜ Bilgisayar Destekli Tasarım İmalat ve Robotik Merkezi Başkan Yardımcılığı görevini yürütmekte ve ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü nde danışman olarak görev yapmaktadır. Çalışmaları sistem dinamiği, kontrol, sistem modellemesi, simülasyonu ve tanılaması, akışkan gücü kontrolu, robotik ve uygulamaları alanlarında yoğunlaşmıştır.

79 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ - 07 Tasarımda Kontrol Tekniğinin Yönlendirici Etkisi HAYRETTİN KARCI Festo A.Ş.

80 73 TASARIMDA KONTROL TEKNİĞİNİN YÖNLENDİRİCİ ETKİSİ Hayrettin KARCI ÖZET Bilindiği gibi gelişen modelleme olanakları, makina veya sistem tasarımını ve tasarım sonrası prototip çalışmalarını hızlandırmaktadır. Böylece, çok kısa periyotlarda ürünlerin değişik tasarımlarla karşımıza çıktığını görmekteyiz. Hızlı değişimi kolaylaştıran kuşkusuz hızla gelişen virtüel (sanal) modelleme olanaklarıdır. Ancak, kontrol sistemlerindeki hızlı gelişmeler de değişimin önemli etkenlerinden biri olduğu bilinmektedir. Mekanik sistemlerdeki değişim kontrol sistemlerindeki değişime göre yenilik anlamında daha geri planda kalmaktadır. Hatta, çoğu kez mekanik sistemlerdeki değişimi, kontrol sistemlerinde gerçekleştirilen yeniliklerin yönlendirdiği görülmektedir. Kısacası, kontrol sistemlerinin sağladığı yeni olanaklar mevcut sistemlerin orjinal tasarımını etkileyerek yeniliği zorunlu kılmaktadır. Bu değişim sürecinde, ülkemizde en çok sıkıntı yaşanan konu, mekanik sistemlerin, değişen kontrol sistemlerine uyumlu şekilde tasarlanarak modern kontrol olanakları ile entegre edilememesidir. Bu konu, ulusal ve uluslararası rekabet açısından hızla önem kazanmaktadır. 1. TASARIMIN TANIMI Belirli bir teknik ödev için, belirli bir zamana kadar, en uygun çözümü gerçekleştirmek amacıyla, yapılması gereken tüm sentez ve analiz çalışmalarına tasarım veya geliştirme denir. Burada kullanılan en uygun çözüm ifadesi ile, güvenilirlik, ekonomik gerçekleştirilebilirlik ve diğer sınırlayıcı şartlar açısından yeterli çözüm vurgulanmaktadır. Bu anlamda tasarım, bilindiği gibi çok yönlü bilgi ve beceri gerektirmektedir. Uluslararası rekabet edebilecek güçte tasarımların gerçekleştirilebilmesi için, tasarımda görev alan insan kaynağı, tasarımda kullanılan yöntem ve ekipmanlar, tasarımı etkileyen kaynakların ve bölümlerin iç ve dış organizasyonu, bilindiği gibi büyük önem arz etmektedir. Bu açıdan bakıldığında, tasarımın kendisi kadar, planlanması, organizasyonu, yönetimi ve denetimi de tasarımın başarısını etkileyen faktörler arasında olduğu görülür. 2. GELENEKSEL TASARIM Geleneksel tasarıma bakıldığında, makina veya sistem tasarımının iki ayrı bölümde gerçekleştirildiği görülmektedir. Bunlardan biri mekanik tasarım, diğeri ise elektrik ve kontrol sistemi ile ilgili tasarımdır, şekil 1.

81 74 Mekanik tasarım Teknik spesifikasyonlar Makina veya sistem Elektrik ve kontrol sistemi tasarımı Şekil 1. Makina veya sistem tasarımında mekanik ve kontrol sisteminin ayrı bölümlerde tasarlandığı geleneksel yöntem Görüldüğü gibi, geleneksel sistemde iki ayrı uzman kadro vardır ve bunlar kendi bölümlerinde aynı makina veya sitem için tasarım faaliyetlerini gerçekleştirirler. Kontrol sisteminin tasarımından sorumlu olan ekip, mekanik tasarımı yapan ekibin sistemini anlayabilmesi için, mekanik tasarımı yapan ekibin hazırlayıp vereceği bir fonksiyon şemasına ihtiyaç duyar. Bu fonksiyon şemasında mekanik sistemin nasıl kontrol edilmesi gerektiği tanımlanır. Bu bir şema olabileceği gibi, farklı şekillerde de düzenlenebilir. Mekanik sistemin nasıl kontrol edilmesi gerektiği, ancak bu döküman yardımıyla anlatılabilmektedir. Böylece, kontrol sistemini tasarlayacak ekip, ancak mekanik tasarım tamamlandıktan sonra işe başlayabilmektedir ve mevcut mekanik tasarıma göre kontrol sistemini geçekleştirmek durumundadır. Bilindiği gibi, bu durumda, mekanik tasarım kontrol sisteminin tasarımı için belirleyici olmaktadır. 3. GELENEKSEL TASARIMIN DEZAVANTAJLARI Geleneksel tasarım, uygulamada önemli sorunlara yol açmaktadır. Bu sorunlar, artık birçok firma tarafından bilinmekte ve çözüm için gerekli değişiklikler uygulamaya konulmaktadır. En önemli sorun, bu iki bölümün öncelikle fiziki anlamda ayrı olması nedeniyle aynı tasarım konusunda beraber çalışarak sinerji yaratma olanağının engellenmesidir. Fiziki olarak ayrı mekanlarda görev yapan ekipler arasında olması gereken iletişim ve ekip çalışma anlayışı zayıf olabilmektedir. Teknik konularda da entegre bilgi eksikliği nedeniyle birbirlerini anlamakta zorluk çeken ekipler, tasarımın hem mekanik hem de kontrol tekniği açısından fonksiyonel, ekonomik ve rekabet gücü yüksek bir çözüme yönlendirilmesinde etkin bir çalışma yapamamaktadır. Bu durum, ekiplerin bilgi ve deneyim birikimlerini ortak kullanarak sinerji yaratma ve gelişme konusunda önemli sorunlar yaşamasına ve işletme içinde toplam verimin olumsuz yönde etkilenmesine neden olmaktadır. 4. MODERN TASARIM, MEKATRONİK YAKLAŞIM Modern tasarım veya mekatronik tasarım diyebileceğimiz tasarım türünde, geleneksel tasarımda görülen dezavantajların ortadan kaldırılmasının hedeflendiği görülmektedir. Öncelikle, mekanik tasarım ve kontrol sistemi tasarımının ortak yürütülerek, tasarımla ilgili çözümün her iki açıdan da optimum hale getirilmesi hedeflenmektedir. Bunun için, her iki ekibin de ortak çalışma yapabileceği fiziki ortamlar sağlanarak, geleneksel sistemde ayrı olan iki tasarım bölümünün yeni sistemde birleştirilmesi yoluna gidilmektedir, şekil: 2.

82 75 Mekanik tasarım Teknik spesifikasyonlar Makina veya sistem Elektrik ve kontrol sistemi tasarımı Şekil 2.Makina veya sistem tasarımında mekanik ve kontrol sisteminin aynı bölümde tasarlandığı modern (mekatronik) yöntem Bu yöntemle, makina veya sistem tasarımı, daha başlangıç aşamasında, mekanik sistem ve kontrol sistemi ile bir bütün olarak ele alınmaktadır. Üretilecek çözümün bu bütünlük içerisinde en uygun çözüm olmasına özen gösterilmektedir. Yerine göre mekanik sistemin kontrol sistemini ve yerine göre de kontrol sisteminin mekanik sistemi olumlu yönde etkileme olanağı yaratılarak, optimum çözüme ulaşmada herkesin katkısı sağlanmaktadır. 5. MODERN TASARIMIN AVANTAJLARI Mekanik tasarımın başlangıç aşamasında, mekanik tasarımı yapacak ekibin, kontrol sistemini tasarlayacak ekiple beraber çalışılması ve mekanik tasarımda kontrol tekniğinin de dikkate alınması, çözümü daha etkin kılmaktır. Ancak bu şekilde, sadece organizasyonda değişiklik yapmakla problemi çözmek sanıldığı kadar kolay olmamaktadır. Çözüme ulaşmak için bu iki ekibin birbirlerini anlayacak ve sinerji yaratacak derecede entegre bilgiye sahip olması ve ekip çalışmasının güçlü olması gerekmektedir. Dolayısıyla problemin çözümü, organizasyonun yanı sıra entegre bilgiyi sağlayacak gerekli teknik eğitimlerin ve ekip çalışma anlayışını güçlendirecek sosyal içerikli eğitimlerin verilmesi ile de ilgilidir. Bir bütün olarak ele alınan tasarımla ilgili çözümde kullanılacak elemanların da bir bütünün fonksiyonel parçaları olarak düşünülmesi ve anlaşılması gerekmektedir. Elektrik, elektronik veya mekanik parçalar ve farklı ihtisas alanları şeklinde ele alınması tasarımda beklenen sinerjinin oluşmasına engel teşkil edebilmektedir, şekil:3 Şekil 3. Modern tasarımda, makina veya sistemde kullanılması düşünülen elemanlar teknolojik ayrım yapılmaksızın bir bütünün fonksiyonel parçaları olarak ele alınır.

83 76 İyi bir tasarım için, mekanik tasarım ekibinin ve kontrol tekniğini tasarlayacak ekibin sistemle ilgili geniş tabanlı bir entegre bilgiye sahip olması istenmektedir. Bu isteğin karşılanması, ancak ekip elemanlarının, tasarımda kullanılacak teknolojiler ve bu teknolojilere ait fonksiyonel ürünler hakkında birbirlerini anlayacak ve doğru uygulayacak derecede güncel bilgiye sahip olmasıyla olanaklıdır. Bu amaçla, günümüzde bazı Üniversite ve yüksek okullarda bu tür entegre bilginin ve ilgiye göre uzmanlaşma olanaklarının sunulduğu mekatronik bölümler açılmaktadır. Zira, rekabet gücü yüksek makina tasarımı geleneksel yöntemlerle olanaklı görünmüyor. 6. TASARIMLA İLGİLİ TREND Artık tasarımda her şeyi kendimiz tasarlamamız gerekmiyor. Her şeyi kendimiz tasarlamaya kalkışınca, ürünün satışı problem olabiliyor. Zira, günümüzde teknolojik açıdan uluslararası rekabet demek, teknolojinin uluslararası seviyede takip edilmesi ve uygulamada dikkate alınması demektir. Bu gün bir takım tezgahının kapağını açıp içine baktığınızda tezgahın tasarımında birçok firmanın ürününün kullanıldığını görüyoruz. Bu nedenle, tasarımımızda kullanabileceğimiz teknolojilerin ve bu teknolojilerle ilgili ürünlerin tanınması, doğru seçilmesi ve doğru uygulanması önemli bir konu haline geldi. Hatta bazı ürünlerin DXF dosyalarını bile temin edip tasarımımıza ekleyebiliyoruz. Ayrıca çizmemiz gerekmiyor. Bu durum, tasarımı hızlandırıyor, hata yapma olanağını azaltıyor ve ürününü seçtiğimiz firmaya göre uluslararası servis olanağı sağlıyor. Seçeceğimiz hazır ürünler test edilmiş olduğundan problemsiz kullanabileceğimiz ürünlerdir. Ancak, tasarımı yapacak ekibin değişen teknolojileri, müşteri beklentilerini, rakip ürünleri sürekli takip etmesi ve ileriyi görmesi gerekmektedir. 7. MODERN TASARIMIN BOYUTLARI Tasarım esas itibariyle üç boyutta ele alınır. Bu boyutlar şekil 4 de görüldüğü gibi, ödevin (ana fonksiyonun) çok iyi anlaşılması, fonksiyon analizi (çözüm prensibi veya prensipleri) ve şekillendirme olarak tanımlanabilir. Ödev Şekillendirme Çözüm prensibi Şekil 4. Modern tasarımın üç önemli boyutu ve başarılı bir uygulamada etkisi

84 77 Tasarımı, başlangıçta olabildiğince sadeleştiren bir bakış açısıyla ele alan bu yaklaşım, isabetli çözümler üretme açısında önemli avantajlar sağlar. Böyle bir yaklaşım tarzı tasarımın doğasında vardır. Zira, tasarımda önce tasarlanacak ürünün bütünü ele alınır ve bütünden detaya gidilir. Detaydan bütüne gitmek bütün ile ilgili hedeflerin (verilerin) gerçekleştirilmesi açısından zor bir yoldur. Bir başka ifadeyle, ana hedeften yola çıkarak önce grup hedeflere ve sonra da grup hedeflerden detay hedeflere inmek daha kolay, hızlı ve isabetli çözümler üretmekte etkili olur Ödev Bilindiği gibi, başlangıçta önemli olan ödevin (yapılacak tasarımın) iyi anlaşılması ve tanımlanmasıdır. Bu kısımda, teknik detaylar ele alınır ve tasarımdan beklentiler olabildiğince en ayrıntılı bir şekilde sistematik olarak kaydedilir. Kaydetme işi bir teknik spesifikasyonlar veya teknik şartname kitapçığı hazırlama şeklinde olabilir. Bu şartname, tasarımı gerçekleştirecek firma veya kuruluş ile tasarımı sipariş eden firma veya kuruluş arasında mutabakatı sağlar. Bilindiği gibi, tasarım girdileri olarak da ifade edilen bu kısım, tasarımla ilgili çalışmaların temelini oluşturur. Bu kısımda yapılan hatalar giderek katlanır ve ilerde tasarımın maliyetini önemli ölçüde etkiler. Zira, yanlış anlamalar ve yanlış tespitler tasarımı yanlış yönlendirecek ve belki de uzun bir çalışmadan sonra tekrar başa dönmeyi zorunlu hale getirecektir. Zaman, maliyet ve kaynak israfı yönünden tasarımın geleceğini etkileyen ve bazen de tasarımı başarısız kılan ciddi sorunlarla karşılaşılabilir Çözüm Prensibi Ödevin anlaşılmasından sonra yapılacak en önemli çalışma çözüm prensibinin oluşturulmasıdır. Çözüm prensibi, sistemin fonksiyon yapısının tasarlanması anlamına gelmektedir. Bu kısımda, tasarlanması planlanan makina veya sistemin ana fonksiyonu analiz edilir. Amaç, ana fonksiyonu gerçekleştirecek alt fonksiyon gruplarını ve her bir fonksiyon grubunu oluşturacak fonksiyon birimlerini tesbit etmektir, resim 5. PVC kaynak makinası Sıkma grubu Isıtma grubu Birleştirme grubu Isıtma Birimi Hareket Birimi Resim 5. Bir PVC kaynak makinası örneğinde ana fonksiyonu oluşturan fonksiyon grupları ve fonksiyon gruplarından birini oluşturan fonksiyon birimleri Ana fonksiyonu oluşturan fonksiyon grupları makina veya sistemin büyüklüğüne bağlı olarak kendi içinde alt fonksiyon gruplarına ayrılabilir. Fonksiyon gruplarının, birden fazla düzleme ayrılmasındaki temel düşünce, fonksiyon yapısının iyi analiz edilmesi ve kolay anlaşılır derecede detaylandırılması ile ilgilidir. En alt düzlemde, daha fazla ayrılamayan ve yekpare bir fonksiyonu ifade eden fonksiyon

85 78 birimlerinin yer alması gerekmektedir. Böylece, makina veya sistemin fonksiyon yapısı tersine duran bir ağaç gibi tanımlanmış olur. Bundan sonraki aşamada, fonksiyon birimlerinin hangi teknolojik prensip kullanılarak gerçekleştirilebileceği belirlenir. Örneğin: Bir doğrusal hareket değişik teknolojiler kullanılarak (elektromekanik, hidrolik, pnömatik vs.) gerçekleştirilebilir. Bu aşamadan sonra, çözüm birimlerini gerçekleştirecek ürün seçimi başlar. Ürünlerin seçiminde, standard olmasına, uluslararası servisinin olmasına, kalite ve verim yönünden yüksek performansa sahip olmasına ve kullanılan teknolojinin yeni olmasına özen gösterilmesinde uluslararası rekabet yönünden yarar vardır. Bu kısım, tasarlanacak makina veya sistemin maliyetini % 85 oranına kadar etkileyebilmektedir. Zira, bu aşama, kullanılacak teknolojinin, satın alınacak ürünlerin ve imalatla ilgili faaliyetlerin belirlendiği aşamadır Şekillendirme Şekillendirme aşamasında, belirlenen fonksiyon birimlerinin de geometrik yapısı ve montaj olanakları dikkate alınarak makina veya sistemin geometrik yapısının tasarımı ele alınır. Şekillendirmede, ergonomi, estetik, söküp takma, kolay bakım, güvenlik gibi kriterler önemli rol oynar. Özellikle estetik ve ergonomi bazen belirleyici rol oynar. Zira günümüzde, işletmelerde kullanılan makina veya sistemlerden yüksek performansın yanı sıra evimizdeki mobilya gibi göze hitap etmesi de arzu edilmektedir. Bu nedenle, makina veya sistemin tasarımı ile ilgili mimari ve sanatsal ustalık önemli rol oynar. Etrafımızdaki ürünlere baktığımızda, estetiğinin, kullanım kolaylığının, enerji tasarrufunun ve güvenli olmasının ne kadar etkileyici olduğunu görürüz. Aslında, makina veya sistemi ortaya çıkartan bu son şekillendirme aşaması, tek başına ele alınarak incelenmesi gereken bir konudur. Ancak burada, makalenin hacmi ve içeriği açısından sadece değinilerek geçilmektedir. 8. TASARIMDA KONTROL SİSTEMİNİN ETKİSİ Kontrol sistemi, makina veya sistem tasarımında önemli rol oynar ve özellikle fonksiyon yapısının belirlenmesi aşamasında kendini hissettirir. Bu nedenle fonksiyon yapısının belirlenmesinde görev alan ekip elemanlarının geniş tabanlı entegre bilgiye (mekatronik yaklaşım) sahip olması gerekir. Zira, tasarım ekibinde sadece mekanik konuda yetişmiş kişilerin olması durumunda, makina ile ilgili bir çok fonksiyonun mekanik olarak gerçekleştirilmesi yoluna gidilebilir. Güç ve hareket aktarımında sadece mekaniğin ağırlık kazanması makina veya sistemin kontrolünü zorlaştırabilir. Hatta, arıza tespiti, bakım, kullanım kolaylığı ve güvenlik açısından, makinanın rekabet şansını azaltabilir. Bu nedenle, tasarım ekibinin, mekaniğin yanı sıra, hidrolik, pnömatik ve elektromekanik gibi teknolojilere de hakim olması, en uygun çözüme ulaşma açısından önemli rol oynar. Özellikle mekaniğin dışındaki teknolojilerin tasarımda uygulanması, bu teknolojilerde seçilen fonksiyon birimlerinin nasıl kontrol edilebileceği ve ana kontrol sistemine nasıl entegre edilebileceği konusunda da detaylı bilgi gerektirir. Ayrıca, hidrolik, pnömatik, elektromekanik gibi teknolojilerin, özellikle kolay ve etkin kontrol edilebilme amacıyla, sürekli elektronikle bütünleşme yönünde değişim yaşadığını dikkate almak gerekir. Bunun için, tasarım ekibi, bilgilerini devamlı güncelleştirmek durumundadır. Günümüzün modern makina veya sistemlerine baktığımızda, aynı makina veya sistemlerde, önceki versiyonlarına göre önemli değişikliklerin yapılma nedeninin, çoğunlukla kontrol sistemindeki değişimlerden kaynaklandığını görürüz. Kontrol sistemindeki değişimi zorlayan nedene baktığımızda, hidrolik, pnömatik ve elektromekanik gibi teknolojilerin kontrolünde kolaylık ve etkinlik sağlamak amacıyla bu teknolojilerin giderek elektronikle bütünleştiğini görürüz. Örneğin, güç ve hareket iletiminde kullanılan pnömatik sistemlerin kolay ve etkin kontrolü için, son zamanlarda önemli değişiklikler olmuştur, resim 6.

86 OUTPUT INPUT OUTPUT INPUT POW ER RUN ERROR BUS 24 V DC FUSE 2A POW ER ERROR BUS 24 V DC FUSE 2A OUTPUT INPUT POW ER RUN ERROR BUS 24 V DC FUSE 2A I - 1 I - 2 P o w e r O - 3 O - 4 C O N F D I A G O N B U S O U T P U T I N P U T P O W E R R U N E R O R B U S 2 4 V D C F U S E 2 A II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 79 Hat 0,1,2 PROFIBUS- PROFIBUS- Modülü Converte Hat 3 CPV-Valve Valf T i l 16 lı Module giriş modulü with 16 inputs Resim 6. Giriş sinyallerinin bağlanabileceği fieldbus (alansal veri yolu) modülü, fieldbus arabirimine sahip valf adası ve bunların bağlandığı dörtlü lokal fieldbus modülü kullanılarak sağlanan mevcut ana kontrol sistemine entegre olanağı, sistemin kontrolüne esneklik ve kolaylık sağlamaktadır Bu değişim, bir yönden tasarımı önemli ölçüde kolaylaştırırken, bir yönden de sistemin güvenilirliği, bakımı, olası arızaların tespiti ve giderilmesi açısından da önemli kolaylıklar sağlamaktadır. Bu nedenle, modern tasarımlarda kontrol tekniğindeki yeni gelişmelerin ve bunların ürünlere yansımasının dikkate alınması, yapılan tasarımın ulusal ve uluslararası rekabet gücü açısından önemli rol oynar. Konuyla ilgili diğer bir örnek resim 7 de görülmektedir. Burada, pnömatik sistemlerin kumandasında ve gerektiğinde bu kumanda sisteminin işletmedeki ana kumanda sistemine entegrasyonunda valflerin, elektroniğin, alansal veri yolu tekniğinin ve ASI tekniğinin giderek bütünleştiği görülmektedir. Master Fieldbus ASI-Modülleri 3 Pasif slave Aktif slave Diğer cihazlar 7 Slave No. 1 Slave No. 3 d 2 0 Resim 7. Pnömatiğin kullanıldığı otomasyon sistemlerinde, pnömatik valflerin, elektroniğin, fielbus tekniğinin ve ASI tekniğinin entegrasyon olanağı 1 4 SONUÇ Tasarım, bilginin, becerinin, deneyimlerin önemli rol oynadığı ve yaratıcılığın ön plana çıktığı bir çalışmadır. Ancak, tasarımla ilgili fonksiyon yapısının belirlenmesi, bu yapıya uygun fonksiyon birimlerinin tespiti, fonksiyon birimleri ile ilgili çözümlerin oluşturulması ve bu çözümlerde kullanılacak teknolojilerin seçimi sistematik bir yaklaşımı gerektirir. Bilindiği gibi bu alan, hızlı değişimin yaşandığı bir alandır. Bu alandaki değişimi kontrol tekniğindeki değişimler ciddi derecede etkilemektedir. Bu nedenle, diğer etkenlerin yanı sıra, dinamik bir karakter gösteren bu alandaki bilgilerin sürekli güncelleştirilmesi tasarlanan makina veya sistemin ulusal ve uluslararası rekabet gücünü önemli ölçüde arttıracaktır.

87 80 KAYNAKLAR [1] H. Karcı; Otomasyonda Teknoloji Seçimi, I. Ulusal Hidrolik Pnömatik Kongresi; MMO İzmir şubesi, 3-5 Aralık 1999 [2] Bruno Lotter; Manufacturing Assembly Handbook, Printed and bound by Hartnoll Ltd, Bodmin, Cornwall 1989 [3] Werner Deppert / Kurt Stoll; Cutting Costs with Pneumatics, Vogel-Buchverlag 1988, Würzburg [4] Werner Deppert / Kurt Stoll; Pneumatik inder Verpackungstechnik Vogel-Buchverlag 1982, Würzburg [5] Festo firmasına ait özel dökümanlar ÖZGEÇMİŞ Hayrettin KARCI 1977 de KTÜ den Makina Mühendisi olarak mezun oldu da IMMA da Yüksek Lisans öğrenimini tamamladı arasında Almanya da Hannover Üniversitesinde Yüksek Lisans ve Doktora çalışmasını tamamladı da Almanya da Kochs Adler firmasında AR-GE Mühendisi olarak çalıştı KTÜ de Öğretim Üyeliği, Almanya da Praewema firmasında Tasarım Müdürü olarak çalıştı dan itibaren Festo A.Ş. de ve şimdiki görevi Teknik Müdür.

88 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ - 08 Pnömatik Valflerin Gerçek Performanslarının Belirlenmesi ve Test Kriterleri H. AYTUNÇ ERASLAN Festo A.Ş.

89 83 PNÖMATİK VALFLERİN GERÇEK PERFORMANSLARININ BELİRLENMESİ VE TEST KRİTERLERİ H.Aytunç ERASLAN ÖZET Üreticiler tarafından, bazı kriterler standart olarak kabul edilerek üretilen valfleri, performans değerlerine göre karşılaştırmak oldukça zordur. Çünkü debi, tetikleme zamanı,bağlantı ölçüsü gibi değerlerden bazıları tamamen test kriterlerine bağlıdır. Bu nedenle üreticiler arasında kullanıcıyı yanıltabilecek farklı sonuçlar oluşabilmektedir. 1. GİRİŞ Farklı ölçüm metodu kullanarak, üreticilerin ürününün teknik özelliklerini, olandan çok daha iyi gösterebilme imkanı vardır. Ve kullanıcılar da genellikle hangi ölçüm yönteminin kullanıldığını önemsemeden sadece katalog bilgisine göre alır ve kullanırlar. Bu durum yüksek standart kullanan üreticiler için dezavantaj oluşturur. Kullanıcılar, performans değerlerinin sınırlarında bu ürünleri kullandıklarında, ihtiyaçlarının mevcut teknik verilerle karşılanmadığını görürler ve sonuçta sistemin çevrim zamanı yavaşlar. ISO 6358, Amerikan standardı ANSI/NFPA T 3,21,3 ve Japon standardı JIS B debi konusunda karşılaştırılan standartlardır. Dinamik karakteristik değerleri için (tetikleme zamanı) Amerikan standardı ANSI/NFPA T3,21,8-1990, Japon standardı JIS B ve Avrupa standardı CETOP RP 111 P karşılaştırma için göz önüne alınmıştır. Henüz uluslar arası tek bir standart oluşturulamadığı için, üreticiler yukarıda belirtilen standartlardan birine yönlenmektedir. Bununla beraber, bu standartlar sık sık firmalarca kendi durumlarına göre modifiye edilip değiştirilebilmektedir. 2. DEBİ Pnömatik valfin debisi, kritik bir performans karakteristiğidir. Anlamlı olması için, standart tarafından belirlenen, tekrarlanabilir test metodu olmalıdır. 1989'dan beri bu ölçüm standartları ISO 6358'e göre yapılmakta, ulusal ve alt standartlar da (Amerika'daki ANSI/NFPA T3,23,3,1990 ve Almanya'daki VDI 2173 gibi) bu standarda uygundur. Pnömatik elemanların debileri iki önemli faktöre bağlıdır. Birincisi akış kanalının kesiti, ikincisi çevre koşulları dır. Düşük akış direnci ve geniş kesit yüksek debiyi oluşturur. Çevre koşulları olarak, giriş ve çıkış basınçları direk olarak debiyi etkileyen faktörlerdir.

90 84 Tasarımcıların çoğu valf seçerken üreticilerin sunduğu teknik performans bilgilerine göre seçim yaparlar. Valfler için en önemli performans değerlerinden biri debidir. Farklı üreticilerin valfleri aynı boyutta ve fiyatları da birbirine yakın olduğundan, tasarımcıların çoğu tabii olarak yüksek debili olanı seçerler. Fakat, valf özellikleri kontrol edilirken tasarımcılar, üreticilerin ürünleri aynı standarda göre test yaptıklarını kabul ederler. Ama gerçekte böyle değildir. Amerika ve Avrupalı üreticiler tipik olarak valf performanslarını uluslararası test standartlarına göre yaparlar. Uzakdoğulu üreticiler farklı metotlar kullanmaya eğilimlidirler ve daha geniş bir alanda kabul edilen formata adapte edebilmek için çevirme faktörü kullanırlar. Maalesef Uluslararası test standartlarının eksikliği demek, kullanıcılar her zaman bekledikleri performansı alamayacaklar demektir. Debi olarak ürün kataloğu bilgisi, bir üreticiden diğerine sabit değildir. Ve buna dikkat edilmezse ciddi tasarım problemleri yaratabilirler. Özellikle dar toleranslı uygulamalarda, yani limitlere yakın tasarlanan sistemlerde problem daha da büyür. Valfin geçirgenliği katalok verilerinden düşük olduğundan, çevrim zamanları beklenenden düşük oluşur. Sonuç, pahalı bir yeniden tasarım gerektiren düşük performanslı bir makinedir. ISO 6358 testi, imperial akış katsayısı Cv veya metrik eşdeğerini Kv'ye çevrilebilen, standard nominal debiyi (qnn) ölçer. Daha yüksek Cv, daha büyük debiyi ve daha hızlı çevrim zamanını gösterir. ANSI/NFPA standardı, debiyi Cv olarak ölçer ve Amerikan ve Avrupalı firmaların pnömatik valf debi kabiliyetini Cv veya Kv olarak belirtir.amerikan pazarındaki tüketiciler, bütün üreticilerin valflerini, aynı kriterler ile bulunan Cv değerinde üretmelerini beklerler ki, valfleri birebir karşılaştırabilsinler. Fakat, bunu her zaman gerçekleştirmek mümkün değildir. Bazı üreticiler ANSI/NFPA'yı veya ISO 6358'i Cv faktörünü hesaplamada kullanmazlar ve bir valfin kapasitesini oldukça yüksek gösterebilirler. Bundan dolayı debi ölçümünü belirlemede kullanılan metodu belirtmek önemlidir. Bazı valf üreticileri, tamamen farklı testlerin (Japon Endüstri Standartları JIS B ) sonucundan hesapladıkları Cv'leri yayınlarlar. JIS standardı, boyutsuz rakkam Cv olarak değil, milimetrekare olarak hesaplanan efektif kesit alanı S'yi test ederler. Bazı üreticiler eşdeğer Cv'yi bulabilmek için efektif alanı sabit bir katsayı ile çarparlar. En yaygın çevrim S ~ 18,45 Cv'dir. Bu kritik bir değerdir. Debide JIS test verilerini Cv'ye çevirmek, ANSI/NFPA veya ISO değerlerini %25 ile %50 arasında geçmek demektir. Yani JIS metoduna göre debisini belirleyen üreticiler gerçek performanslarının üzerinde bir değere ulaşmış demektir. Bu benzin pompasından 10 litre okuyup, 8 litre benzin almak demektir. ANSI/NFPA metodu, debi, basınç düşümü ve zaman gibi Cv hesaplamasında önemli faktörleri hesaba katma fırsatı vermektedir. Bu, JIS'in çevrimi ile mümkün değildir. Çünkü elde edilen orijinal test sonucu değildir. Amerika'da özel bir laboratuvar'da yapılan testler sonucunda, JIS'e göre performans değeri veren birçok üreticinin valfi, ANSI/NFPA'ya göre debi testine alınmıştır. Aktüel sonuç olarak belirtilen Cv değerlerinin %20 ile %35 arasında düşük olduğu saptanmıştır. Başka bir laboratuvarda, aynı valfler ISO, ANSI/NFPA ve JIS standartlarına göre test edilmiş ve aşağıdaki sonuçlar elde edilmiştir. Maalesef buradaki verilerden genel bir düzeltme katsayısı çıkartılamamıştır. Bundan dolayı, JIS verilerini aşırı değerlerinden kurtaracak standart düzeltme faktörü uygulanamamıştır

91 85 Tablo. Debi Ölçümlerinin Karşılaştırılması VALF NOMİNAL DEBİ,l/dak ISO 6358 NOMİNAL DEBİ,l/dak ANSI/NFPA T3,21,3 NOMİNAL DEBİ,l/dak JIS A 2,402 2,224 3,462 B C D E Mühendisler, test değerlerindeki değişiklikleri göz önüne alarak Cv faktörünü değerlendirmelidirler. Fakat, bilgilendirilmemiş kullanıcılar, kataloglarda yazan, valfin veremeyeceği değerleri beklerler. Bütün valf kullanıcılarının en büyük ilgisi, katalog bilgilerinin karşılaştırılabilir olmasıdır. Bundan dolayı bütün önemli veriler, ortak olarak anlaşılmış, uluslararası standartların belirlediği test koşullarına göre olmalıdır. Aksi takdirde pnömatik ekipman kullanıcıları yanlış yönlendirilecek ve ekipman arızalarıyla çok yoğun olarak karşılaşmak zorunda kalacaklardır. Test Metodlarının Sınıflandırılması Üreticilerin, pnömatik valflerin Cv değerlerini belirlemede kullandığı "debi testi"nde,amerikan standardı ile (ANSI/NFPA T ) Japon standardı (JIS ) arasında önemli farklar bulunmaktadır. ANSI/NFPA hidrolik boyutsuz bir debi katsayısı olan Cv'yi belirtmiştir. Tanımlamaya göre Cv=1 olan bir cihaz, basınç düşümünün p=1psi olduğu JIS standardı ise ölçüm için kriterini listelememiştir. ANSI/NFPA standardı Cv'yi düşük basınç düşümlerinde ölçmektedir. Standart basınç düşümünü valf boyunca 1.0psi < p < 2.0 psi veya 0.07bar < p < 0.14 bar olarak sınırlandırmıştır. Bu gerçekçi bir çıkış basıncını sağlar. (P2=P1- P) Bunun tersine, JIS testi daima hava akış hızının ses hızında olduğu bölge, kritik akış bölgesidir. Bu bölgenin ilerisinde, basınç düşümündeki artışlar debiyi artırmaz. Bu noktaya, çıkış basıncının (mutlak) giriş basıncının %53'üne ulaştığı zaman, ideal bir nozül ile ulaşılır. Başka bir büyük fark da, JIS testinde çıkış basıncının P2=14.7 psi (1bar) veya atmosfer basıncı olarak gerçekçi olmayan değerlerin kullanılmasıdır. Pratik uygulamada valfin çıkış port'u atmosfere açılmaz, bir aktuatöre bağlanır. Aktuatörün hareket etmesi için, basıncın atmosfer basıncını geçmesi gerekmektedir.eğer aktuatörün her iki tarafında atmosferik basınç varsa, net bir kuvvet üretilmez ve aktuatör de hareket etmez. Bundan dolayı ölçülen debi sınır değerdir. ANSI/NFPA testinde çıkış basıncı, atmosferik basıncın üzerindedir. Mühendisler, pnömatik komponentleri tipik olarak giriş, çıkış ve debilerine göre boyutlandırırlar. ANSI/NFPA test metodu, giriş, çıkış basıncı gibi standart şartlarda debiyi ölçer. JIS testi sadece giriş basıncı ve zamanı ölçerken diğer değerler hesaplanır. ANSI/NFPA test standardı, test düzeneği ve çalışma koşulları konusunda oldukça spesifikdir. Boru uzunlukları, çıkış basıncının belirlenmesi ve basınç ölçme noktalarının nereye ve nasıl yerleştirileceği belirlidir. Pnömatik akış, basınç ölçüm noktaları arasında basınç düşümü tarafından belirlenen akış şartlarına geniş oranda bağlıdır. ANSI/NFPA testi borulardan oluşan hat kayıplarını da göz önüne almaktadır. JIS standardı test düzeneğini tamamen tanımlamamış ve hat kayıplarının test sonucu üzerine etkisini belirtmemiştir.test düzeneği tamamen tanımlanmadıkça farklı üreticilerin ürünlerini farklı koşullarda test etme olasılığı vardır. Bundan dolayı, tamamen aynı ürünü test etselerde, iki ayrı üreticinin test değerleri arasında fark bulunabilir. Uygulamalarda ANSI/NFPA testi gibi sabit giriş basıncı olacaktır. Bunun aksine JIS testinde giriş basıncı sürekli değişebilmektedir. Aktuatörün kuvveti, ANSI/NFPA testinde ölçülen değer, fakat JIS testinde kabul edilen değer olan çıkış basıncı tarafından belirlenmektedir.

92 86 Çeşitli orifis çapları kullanılan ANSI/NFPA testleri, gerçek Cv değerini gösterir ve sonuçlar birbirine yakındır. Benzer veriler, JIS testlerinde hazır olarak elde edilemezler. ANSI/NFPA testleri için hesaplanan Cv, çap oranında artırma faktörünü de içermektedir. 3. DİNAMİK KARAKTERİSTİK DEĞERLER Bir valfin pnömatik veya elektrik ile tetiklenmesi demek, sinyal çıkışdan basınç oluşana kadar, belli bir zaman süresinin geçişi demektir. Tetikleme zamanının özelliklerine bağlı olarak, hangi zamanda basıncın hangi seviyede olduğunu bilmek çok önemlidir. Uniform uluslararası tetikleme zamanı ölçüm metodu taslağı olan ISO/WD 12238'e göre, valf girişinde veya çıkışında %10 basınç düşümü veya artışı olmalıdır. Besleme basıncı 6 bar olmalıdır. "Açma zamanı" ve "kapama zamanı" solenoid için verilmiştir. İlgili Japon standardı JIS B çalışma basıncı olarak 5 bar'ı ve tetikleme zamanı olarak da ölçülebilir ilk basınç artışını/azalışını almaktadır. Avrupa standardı olarak CETOP RP 111, zaman ölçüm noktası olarak basıncın %50 artışı/azalışını belirtmektedir. Amerikan ANSI/NFPA T , bunlardan başka bir tetikleme zamanı standardı tanımlar. Önceki standartlar, basıncın valf çıkışında yükselmesini (sıfır hacim) kabul ederler. ANSI, üç farklı hava tankının dolmasını kabul etmektedir. Dolum işleminin zamanı ölçülür. Ölçülen zaman bir tabloya aktarılır ve buradan tetikleme zamanı hesaplanır. Hata olasılığı fazla bir yöntem olarak kabul edilir. Bunlardan ayrı olarak, dinamik değerler için test değerleri bobinin tetiklemesini değil, valf'den havanın çıkışını belirler. Dinamik karakteristik değerleri, cevap zamanı olarak kabul etmemek lazımdır. Cevap zamanı basıncın %90 düşmesi ve artması için geçen zamandır. Her halükarda tetikleme zamanı cevap zamanından daha büyüktür. SONUÇ Pnömatik valflerin önemli seçin kriterlerinden debi ve tetikleme zamanı en önemlilerinden ikisidir. Fakat bu değerler uluslararası herkezin kabul ettiği objektif ölçme standartlarına göre, aynı değerlerle ölçülemediği için üreticiler arasında farklılıklar oluşmaktadır. Bu farklılıklardan dolayı da kullanıcılar bekledikleri performansı elde edemeyebilirler. Bu da haksız rekabete sebep olmaktadır. Ve test-ölçme sistemlerindeki farklılıklardan dolayı oluşabilecek uyumsuzluklar ve problemler hakkında kullanıcılar bilgilendirilmelidir. KAYNAKLAR [1] AIGNER,J., A comparison of international measuring methods, Festo Service,Sayı 77, 2000 [2] STOLL,K., Pneumatische Steurungen, Vogel Fachbuch, 1994 [3] FLEISCHER,H.,FORSTER,K.,FRANSON,D., Machine Design, Penton Publication,Sayfa 97, Sayı 19, 2000 ÖZGEÇMİŞ H.Aytunç ERASLAN 1969 yılında Ankara da doğdu yılında Yıldız Üniversitesinden Makine Mühendisi, 1995 yılında da Yıldız Teknik Üniversitesinden Makine Yüksek Mühendisi olarak mezun oldu.

93 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 09 Sıvama Preslerinde Hidrolik Uygulamaları CÜNEYT SİPAHİOĞLU Hidroser A.Ş.

94 89 SIVAMA PRESLERİNDE HİDROLİK UYGULAMALARI Cüneyt SİPAHİOĞLU ÖZET Sıvama Presleri; Türkiye sanayisinin sac şekillendirme ile ilgili sektörlerinin (Otomotiv, Beyaz Eşya, Mutfak Eşyası vb...) ve bu sektörlerin yan sanayilerinin temel hidrolik makinalarıdır.bu itibarla, ülkemizde irili ufaklı 50 ye yakın Sıvama Presi İmalatçısı ve 1000 den fazla sıvama presi kullanıcısı bulunmaktadır.sıvama presleri kullanım alanlarına göre farklı kapasitelerde(tonajlarda) ve tekniklerde imal edilmektedirler.farklı teknik ve kapasitelere bağlı olarak; uygun hidrolik sistemlerin tasarımı, hidrolik komponentlerin seçimi oldukça önemlidir ve Sıvama Preslerinin verimini direkt olarak etkilemektedir. Bu bildiride sırasıyla Sıvama preslerinin teknolojik gelişmeleri, tanımı ve özellikleri kullanım alanları, sıvama teknikleri, silindirlerinin seçimleri, Pompa Motor gruplarının seçimleri(sabit deplasmanlı, Değişken deplasmanlı yük duyarlı ve güç duyarlı pompa uygulamaları), Kontrol Bloklarının Tasarımları (Sürgülü valf, Popet valf veya Lojik valf uygulamaları) anlatılmaya çalışılacaktır. Şekil 1. Hidrolik pres GİRİŞ Hidroliğin ülkemizde yeni telaffuz edilmeye başlandığı 1960 yıllarından itibaren, imalatçılar kendi çabalarıyla basit ve küçük tip presler imal etmeye başladılar. Üretici firmalar, o senelere kadar daha çok yurtdışından ikinci el eski presleri alarak üretim yapmaya çalışıyorlardı.. Bunun nedeni de, o yıllarda hidrolik, elektrik ve otomasyon bilgisinin yeterli seviyede olmamasından kaynaklanmaktaydı. Yeni yeni imalat yapmaya çalışan firmalar, hidrolik ekipman (pompa, valf vb...) ihtiyaçlarını yurtdışından yüksek maliyetlerle veya ülkemizde kendi imkanlarıyla bulduğu çıkma diye tabir edilen eski ikinci el malzemelerle karşılamaktaydı. Yıllar geçtikçe sanayileşen ülkemizde hidrolik fark edilir bir ihtiyaç halini aldı. Bununla birlikte ülkemizde yavaş yavaş hidrolik malzemeler ithal eden ve üretim yapmaya çalışan firmalar hizmet vermeye başladı. Temsilci bazındaki bu firmalar, sadece hidrolik komponentleri ithal edip satmakla kalmamış temsilcisi oldukları ana firmalarının desteğiyle mühendislik ve proje desteğini de geliştirerek günümüzdeki modern teknolojinin aynı anda ülkemize gelmesini sağlamışlardır. İşte bu gelişmeler sonucunda ülkemiz pres ihtiyaçlarını yurtdışı kaynaklar yerine kendi öz kaynaklarıyla karşılamaya başlamış ve Türkiye sanayisinde pres imalat sektörü

95 90 güçlenerek yerini almıştır.günümüzde, dünya standartlarında mekanik, hidrolik ve otomasyona sahip sıvama presleri ülkemizde üretilip Avrupa ülkelerine ihraç edilebilmektedir. Bu başarı, hidrolik, mekanik ve elektronik otomasyon konusundaki uzman firmaların bir araya gelip ekip çalışması yapmalarıyla gerçekleştirilmiştir.bu çalışmalarda önemli olan verimli bir şekilde istenilen ihtiyaçlara cevap verebilecek Presler tasarlanabilmektedir. SIVAMA (DERİN ÇEKME) PRESLERİ SIVAMA-DERİN ÇEKME İŞLEMİ: Sıvama veya başka bir deyişle derin çekme, çeşitli kalınlıklardaki ve farklı malzeme özelliklerindeki (çelik, paslanmaz çelik, alaşımlı saç...vb..) sac malzemelerin, erkek ve dişi iki kalıp arasında yüksek basma kuvvetiyle şekillendirilme işlemidir.bu şekil değiştirme işlemi de Sıvama Presleri adı verilen hidrolik kontrollü makinalarda gerçekleştirilmektedir. Sıvama presleri otomotiv, beyaz eşya, mutfak eşyası, vb.. metal esaslı üretim yapan sektörlerde çeşitli boyutlarda ve tonajlarda kullanılmaktadır. Sıvama presleri; -C Tipi (Şekil 2.) -Kolonlu Tip (Şekil 2.) -H tipi (Şekil 2.) olmak üzere üç farklı konstrüksiyonda imal edilirler. Konstrüksiyon şekilleri pres imalatına başlanmadan önce, şekillendirilecek malzemenin cinsine, boyutuna, dolayısıyla kalıp büyüklüğüne ve presin gücüne(tonajına) bağlı olarak belirlenir. Örneğin; bir çay tabağının şekillendirilmesinde, ürünün küçük ebatlı olması buna bağlı olarak küçük kalıpların kullanılması ve gerekli sıvama gücünün (tonajının) yüksek olmaması sebebiyle C Tipi bir presin kullanılması daha uygun olacaktır. Aynı şekilde bir otobüs kaportasının şekillendirilmesinde kalıbın ve gerekli sıvama gücünün büyük olması sebebiyle H Tipi bir presin kullanılması daha uygun olacaktır. C Tipi Pres Kolonlu Tip Pres H Tipi Pres Şekil 2. Sıvama presleri konstrüksiyon şekilleri

96 91 SIVAMA PRESLERİNİ OLUŞTURAN ANA ELEMANLAR 1- Pres Gövdesi 2- Presleme Silindirleri 3- Koç Tablası 4- Alt Tabla (Tij Tablası) 5- Pot Tablası 6- Pot Silindirleri 7- Ön Dolum Valfleri 8- Hidrolik Güç Ünitesi 9- Sviç Ayar Grubu 10-Basınç Ayar ve Gösterge Panosu 11-Kumanda Panosu Şekil 3. Hidrolik sıvama presi Sıvama Presleri çalışma şekillerine göre de üç farklı yapıda imal edilirler.

97 92 Normal (Üstten) Sıvama Presleri En çok kullanılan ve imal edilen preslerdir. Koç tablası, serbest düşme ile hareketine başlar; frenleyerek pot tablası üzerindeki dişi kalıba oturur ve gerekli presleme ve pot basınçlarında sıvama işlemini gerçekleştirir. İşlem sonunda önce koç tablası, ardından pot tablası hızlı bir şekilde geri kalkarak yeni bir şekillendirme işlemi için hazır hale gelir. Alttan Sıvama Presleri Koç tablası, serbest düşme ile hareketine başlar, frenleyerek pot tablası üzerindeki erkek kalıba oturur ve bu pozisyonda hareket etmeyecek şekilde kilitlenir.pot tablası yukarı doğru hareketine başlar ve gerekli pres ve pot basınçlarında sıvama işlemini gerçekleştirir.işlemin bitmesinin ardından önce pot tablası aşağı, sonrasında da koç tablası yukarı doğru hızlı bir şekilde geri kalkarak yeni bir şekillendirme işlemi için hazır hale gelir. Çift Sıvama Presleri Adından da anlaşıldığı gibi hem üstten, hem alttan iki farklı sıvama işlemini bir harekette gerçekleştiren preslerdir.öncelikle koç tablası serbest düşme ile hareketine başlar, frenleyerek pot tablası üzerindeki kalıba oturur ve belli bir strokta üstten sıvama işlemini gerçekleştirir, ardından hareket etmeyecek şekilde kilitlenir. Daha sonra pot tablası yukarı doğru hareket ederek alltan sıvama, yani ikinci farklı şekillendirme işlemini tamamlar. Koç ve Pot tablaları sıra ile başlangıç konumlarına dönerek yeni bir şekillendirme işlemleri için hazır hale gelirler. SIVAMA PRESLERİNİN HİDROLİK SİSTEMLERİNİ OLUŞTURAN ELEMANLAR A- Silindir Grupları - Pres Silindiri - Pot Silindiri - Yan Silindirler B- Hidrolik Güç Ünitesi - Pompa - Motor Grubu - Kumanda Blokları - Pres Kumanda Bloğu - Pot Kumanda Bloğu - Depo - Filtrasyon Sistemi - Soğutma Sistemi - Havalandırma Sistemi A- Silindir Grupları Pres silindirleri, presleme kuvvetini sağlayacak kapasitede seçilirler. Tabla ebadına bağlı olarak sayısı arttırılabilir. Çalışma şekline bağlı olarak tek tesirli veya çift tesirli olarak dizayn edilebilirler. Koç tablasını hareket ettirirler. Serbest düşme prensibine göre çalışan preslerde üzerlerinde ön dolum valfi kullanılır. Pres Silindirleri Çift tesirli dizayn edilmiş ise piston kolu alan seçiminin dikkatli yapılması gereklidir. Çünkü piston kolu alanı koç tablasını yukarıda tutacak ve taşıyacak olan alandır. Sıvama

98 93 Presinin serbest düşme işlemini rahat yapabilmesi için bu alanın bar basınç değerleri arasında koç tablasını tutma ve kaldırma kuvvetine sahip olması gerekir. Aksi halde 25 bardan düşük değerlerde serbest düşme istenilen şekilde yapılamayacak ve yavaş olacaktır.. 75 bardan yüksek basınç değerlerinde ise pres istenilen hızlı bir şekilde serbest düşme işlemini gerçekleştirecek ama istenilen yumuşaklıkta frenleme yapamayıp darbeli bir şekilde çalışacaktır. Pot Silindirleri, sıvama işlemi sırasında şekillendirilecek malzemenin yırtılmaması ve plastik şekil değişimine uğramaması(uzaması, esnemesi veya incelmesi) için üst kalıp ile alt kalıp arasında sıkıştırılmasını sağlarlar.sıvama işleminde, şekillendirilmemiş saç malzeme ile şekillendirilmiş ürün malzemenin aynı alana sahip olması gerekmektedir. Pot silindirleri uyguladıkları kuvvet ile malzemenin şekil değişimi esnasında düzgün bir şekilde kalıbın içine akmasını sağlarlar. Malzemenin incelmesini, buruşmasını ve yırtılmasını önlerler.şekillendirilecek malzemelerin çeşitlerine göre pot tutma kuvvetleri de farklıdır. Kuvvetleri pres silindirlerinin 1/2 veya 1/3 civarında seçilir.çalışma şekline bağlı olarak tek tesirli veya çift tesirli olarak dizayn edilebilirler.pot tablasını hareket ettirirler. Yan Silindirler, pres silindirlerinin tek tesirli seçilmesi durumunda koç tablasını geri kaldırmak için kullanılırlar.serbest düşmeli preslerde tek tesirli olarak dizayn edilirler. Ebatları çalışma basıncına ve koç tablasının ağırlığına bağlı olarak belirlenir. Sıvama Presinin serbest düşme işlemini rahat yapabilmesi için bu alanın bar basınç değerleri arasında koç tablasını tutma ve kaldırma gücüne sahip olması gerekir. B- Hidrolik Güç Ünitesi Hidrolik güç ünitelerinin dizaynı, presin verimliliğini direkt etkileyen çok önemli bir faktördür. İstenilen değişik hızları sağlayacak Pompa-Motor gruplarının seçimi, uygun geçirgenliklerdeki manifold kontrol bloklarının projelendirilmesi, hidrolik depoların uygun standartlarda dizayn edilmesi çok önemlidir. Hidrolik preslerde genelde sabit deplasmanlı pompalar kullanılmaktadır. Sabit deplasmanlı pompaların kullanılması durumunda max debi ve max. basınca göre elektrik motorunun seçilmesi gereklidir Pompanın deplasmanı, istenen sıvama hızını sağlayacak kapasitede seçilmektedir. Bazı uygulamalarda ise çift pompa ve çift motor uygulamaları da mevcuttur. Bu uygulamalarda birkaç sabit hız kademesi elde etmek mümkündür, fakat çift motorun depoya yerleştirilmesi ve elektrik sarfiyatı büyük dezavantaj oluşturmaktadır. Esas olarak Hidrolik Sıvama Preslerinde kullanılması gereken pompalar Değişken Deplasmanlı Güç Duyarlı Pompalardır. Bu tür pompalar, gücü devamlı sabit tutarak basıncın artmasıyla deplasmanın azaltılmasını sağlayan pompalardır.hidrolik sıvama işlemlerinde de basınç değeri sıvama stroğunun son 1/3 lük bölümünde yükselmektedir. Yani bu pompaların kullanılmasıyla sıvama stroğunun 2/3 lük bölümü istediğimiz hızda düşük basınçta, yaklaşık 1/3 lük son bölümü de biraz daha yavaş hızda ve yüksek basınçta gerçekleşecektir. Meydana gelen bu yavaşlama da stroğun küçük bir bölümünde olmasından dolayı ihmal edilebilecek bir değerdir. Peki bu seçimdeki kazanç nedir? Kazanç elektrik motorunun yaklaşık yarı yarıya küçük seçilmesi ve buna bağlı olarak Pres kullanıcısının elektrik sarfiyatının düşük olmasıdır. Bu pompalara oransal veya yük duyarlılık özellikleri de eklendiğinde Sıvama Preslerini daha değişik amaçlı ve daha hassas olarak kullanmak mümkün olacaktır. Kumanda kontrol Bloklarının seçimi ve projelendirilmesi de seçilen pompa türü ve deplasmanına göre yapılmalıdır. Blokların üzerinde genel olarak solenoid kontrollü konvansiyonel yön valfleri, mekanik veya solenoid kontrollü basınç valfleri kullanılmaktadır.. Yüksek deplasmanların söz konusu olduğu projelerde lojik valfleri kullanmak gereklidir. Valf üreticisi firmaların pres sistemleri için hazırlamış olduğu modüler blok sistemleri de mevcuttur. Bu müşterilere ve proje mühendislerine önemli bir seçim kolaylığı sağlamaktadır. Ana Modüler Kontrol bloğu üzerine, Sıvama presinde istenilen özellikleri (serbest düşme, frenleme dekompresyon, pot sistemi vb...) sağlayacak hidrolik ekipmanlar kolayca eklenerek en uygun projeler oluşturulabilmektedir. (Şekil 4.)

99 94 Ana Blok Şekil 4. Kontrol bloğu dizayn şeması

100 95 Ana Blok Şekil 5. Ana blok Ana blok, UVV standartlarında 1.2, 1.3 yön valfleri (pozisyon kontrollü) ve 1.1 lojik basınç emniyet valflerinden oluşur. UVV standartlarında yapılmayan preslerde ise 1.3 yön valfi kullanılmaz.aynı zamanda 1.2 yön valfinin de pozisyon kontrollü olmasına gerek yoktur. (Şekil 5.) Şekil 6. Basınç valfi seçenekleri Ana blok üzerinde basınç emniyet valfinin ve ana yön valfinin seçimleri opsiyoneldir. 1.1 lojik valfinin üzerine P1.1 ve P1.2 valf grubunun kullanılmasıyla oransal basınç kontrollü, P1.3 valfinin kullanılmasıyla mekanik basınç kontrollü, P1.4 ve P1.5 valf grubunun kullanılmasıyla çift basınç kontrollü presler yapılabilmektedir.(şekil 6.)

101 96 Şekil 7. Yön valfi seçenekleri Ana blok üzerinde 1.2 ana yön valfi, Konvansiyonel veya oransal olarak seçilebilmektedir.(şekil 7.) Basınç Fonksiyon Blokları Şekil 8. Basınç fonksiyonu blokları B-1 bloğu, tandem veya iki ayrı pompa kullanılan preslerde, ikinci pompanın basınç fonksiyonunu sağlamak için kullanılır.d0.3 yön valfinin y7 bobinin enerjilendirilmesiyle ikinci pompa D0.2 basınç valfinden manuel olarak ayarlanan basınçta D0.1 lojik valfi üzerinden sisteme akışkan gönderir. (Şekil 8.) B-2 bloğu, kalıptan sıkışan malzemeleri çıkarmak için kullanılan çıkarıcı diye adlandırılan silindirin kullanılması veya ön dolum valflerinin pilot hatlarına akışkan göndermek gerektiğinde seçilir. (İkinci bir pilot pompası kullanılmadıysa). D1.1 yön valfinin bobininin enerjilendirilmesi ile çıkarıcı silindiri hareket eder veya koç tablası yukarı doğru hareket edecekken ön dolum valflerine basınçlı akışkan gönderilir. (Şekil 8.)

102 97 Dekompresyon Fonksiyon Blokları Şekil 9. Dekompresyon fonksiyon blokları D-1 bloğu, koç tablasının sıvama işlemini bitirip geri dönmeden önce pres silindirlerinin arkasındaki basıncı sıfırlamak(dekompresyon işlemi) için kullanılır. K O.1 Yön valfinin zaman rölesi ile belirli bir süre enerjilendirilmesi ile sağlanır. (Şekil 9.) D-2 bloğu, pres basıncının ve dekompresyon işleminin oransal olarak kontrol edilmesi gereken uygulamalarda kullanılır.k1.2 oransal basınç emniyet valfinden rampa ile darbesiz bir dekompresyon işlemi gerçekleştirilir. (Şekil 9.) D-3 bloğu, ana pres silindirlerine ilaveten yardımcı silindirlerinde kullanıldığı, pres basıncının ve dekompresyon işleminin oransal olarak istendiği uygulamalarda kullanılır. K2.4 valfinin y10 bobininin enerjilenmesi ile Ana silindire yağ gönderilir. (Şekil 9.) Koç Tablası Hareket Fonksiyon Blokları K-1 bloğu, koç tablasının her zaman belirli bir hız ve karşı kuvvetle hareket etmesi istenilen uygulamalarda kullanılır.istenilen karşı kuvvet değeri değeri R0.2 emniyet valfinden ayarlanır. R0.5 valfi sekonder emniyet valfi görevi görürür. (Şekil 10.) K-2 bloğu, koç tablasının sabit bir serbest düşme hızında aşağı doğru hareket etmesi ve en üst konumda dururken sabit kalması istenilen uygulamalarda kullanılır. R1.2 valfinin y5 bobinini enerjilendirilmesi ile R1.1 lojik valfi açılarak koç tablası serbest düşme ile aşağı doğru hareket eder.bobin enerjisinin kesilmesi ile tabla istenilen noktada sabit olarak durdurulur. R1.5 valfi sekonder emniyet valfi görevi görürür. (Şekil 10.) K-3 bloğu, koç tablasının ayarlanabilen bir serbest düşme hızında aşağı doğru hareket etmesi ve herhangi bir sviç uyarısı ile frenlemesi istenilen uygulamalarda kullanılır. R2.2 valfinin y6 bobinini enerjilendirilmesi ile R2.1 lojik valfi açılarak koç tablası serbest düşme ile aşağı doğru hareket eder. Serbest düşme hızı R2.1 lojik valfi üzerindeki strok vidasından ayarlanabilir. Y10 bobininin enerjisinin kesilmesi ile koç tablasının hareketi,r2.6 basınç valfinden ayarlanan değerde frenlenerek, pompa tarafından gelen debiye bağlı olarak devam eder. R2.5 valfi sekonder emniyet valfi görevi görürür. (Şekil 10.)

103 98 Şekil 10. Hareketli (koç) tablası hareket fonksiyon blokları K-4 bloğu, koç tablasının serbest düşme ve karşı denge kuvvetine ihtiyaç duyulmayan preslerde kullanılır.silindirin ring tarafındaki akışkan direkt olarak ana blok üzerindeki valflerden geçerek tanka döner. R3.5 valfi sekonder emniyet valfi görevi görürür. (Şekil 10.) Şekil 11. Kontrol bloğu Hidrolik depoların da standartlara uygun bir şekilde yapılması önemlidir. Filtre, soğutma ve havalandırma sistemleri kapasitelere göre özenle seçilmeli,depo üzerindeki yerleşimleri düzgün ve estetik bir şekilde yapılmalıdır.

104 99 SIVAMA PRESİ HİDROLİK SİSTEM PROJESİ Pres Sıvama Kuvveti : 200 ton Pot Kuvveti : 80 ton Çalışma Basıncı : 250 bar Sıvama Hızı : 25 mm/sn Hareketli Bölüm Ağırlığı : 4 ton SİLİNDİR SEÇİMİ Presleme Silindiri F pr : Presleme Kuvveti (kg) p pr : Çalışma Basıncı (bar veya kg/cm 2 ) A pr : Presleme Silindirleri Toplam Alanı (cm 2 ) D pr : Presleme Silindir Çapı (mm) F pr A pr = p pr A pr = A pr =800 cm 2 400x A pr D pr = ( ) 0,5 Π 400x 800 D pr = ( ) 0,5 3,14 D pr = 319 mm Presleme Silindir Çapı D pr =320 mm olarak seçilir.(çift tesirli) Mil çapının seçilmesi özellikle büyük önem taşımaktadır.ring alanı, koç tablasını tutacak ve geri kaldıracak etkili yüzeydir. Serbest düşmenin ve frenlemenin iyi bir şekilde yapılabilmesi için bu alanda oluşacak koç tablası tutma basıncının bar arası seçilmesi gerekir.ayrıca bu alan ne kadar küçük olursa pres daha hızlı geri dönecek ve daha seri çalışacaktır.tabla ağırlığı 4 tondur. Koç tablası tutma basıncı 50 bar seçilirse F t :Hareketli Bölüm Ağırlığı (kg) p t :Tutma basıncı (bar veya kg/cm 2 ) A r :Ring alanı (cm 2 ) D pr :Presleme silindiri piston çapı (mm) d m :Presleme silindiri mil çapı (mm) F t A t = p t

105 A t = A t =80 cm 2 400xA r 2 d m =[D pr ( )] 0,5 Π 400x80 d m =[320 2 ( )] 0,5 3,14 d m = 303 mm Mil çapı buna uygun olarak d m = 300 mm seçilirse Seçilen Pres Silindiri φ320/φ300 Strok: 800 Pot Silindiri F p :Pot Kuvveti (kg) p p :Çalışma Basıncı (bar veya kg/cm 2 ) A p :Pot Silindirleri Toplam Alanı (cm 2 ) d p : Pot silindiri piston çapı F p A p = p p A pr = A pr =320 cm 2 400x A p D p = ( ) 0,5 Π 400x 320 D p = ( ) 0,5 3,14 D p = 202 mm Piston çapı buna uygun olarak D p =200 mm seçilirse Seçilen Pot Silindiri φ200/φ800 Strok: 400 (Tek Tesirli)

106 101 POMPA-ELEKTRİK MOTORU SEÇİMİ Sıvama presleri genel olarak serbest düşme esasına göre çalıştığı için pompa seçiminde etkili hız değeri sıvama hızıdır. Örnekteki sıvama hızı 25 mm/ sn olursa, Q p :Pompa Deplasmanı (lt/dak) A pr :Presleme Silindirleri Toplam Alanı (mm 2 ) v :Sıvama hızı (mm/sn) 3 x Apr x v Q p = x 800 x 25 Q p = Q p = 120 lt/dak Bu değerlere en yakın pompa kataloglarından değişken deplasmanlı Güç Kompanzatörlü Q= 133 lt/dak p= 350 Bar uygun pompa seçilir. Pompanın 150 barda regülasyona girmesi istenirse(şekil 12.) 37 KW gücünde Elektrik Motoru seçilir. PV092 PV080 PV063 Debi oranı. Basınç Şekil 12. Pompa güç eğrisi Not : Bu sistemde sabit debili pompa kullanılsaydı P :Elektrik Motor gücü (kw) p :Çalışma basıncı (bar-kg/cm 2 ) Q :Pompa Debisi (lt/dak) η:toplam Verim ( 0,85 alınabilir.) p x Q P= x η

107 x 133 P= P= 65 Kw 600 x 0,85 Dolayısıylada standart olarak 75 kw lık elektrik motoru seçilecektir. KONTROL BLOKLARI SEÇİMİ Pres kontrol blokları istenilen pres özelliklerine göre modüler olarak rahatlıkla oluşturulabilmektedir. Ana bir blok üzerine istenilen dekompresyon, basınç, frenleme, ön dolum açma, pot sistemi ve serbest düşme fonksiyonlarını gerçekleştirecek ilave bloklar seçilebilir. Böylece Sıvama presinin Hidrolik Devre şeması dizayn edilmiş olunur.(şekil 13.) Seçim tablosunda olmayan fonksiyonlar (Pot Sistemi ve Ön Dolum Açma) istenilen çalışma şekline göre basit bloklar olarak dizayn edilip ana blok üzerine eklenebilirler. (Şekil 13.) BLOK ÇALIŞMA PRENSİBİ Sistemin çalıştırılmaya başlamasıyla pompadan hareketlenen akışkan 1.1 Elektrikli tip basınç emniyet lojiğinden geçerek tanka basınçsız bir şekilde geri döner. İşlem startının verilmesiyle 1.2 yön valfinin y1, 1.3 yön valfinin y3, P1.5 basınç valfinin y4 ve R2.2 popet valfinin y8 bobinleri enerjilenir.pompanın bastığı akışkan silindirin arka kısmına, silindirin ring tarafındaki akışkan da sırasıyla R2.1 lojik valfinden, 1.3 yön valfinden ve 1.2 yön valfinden geçerek tanka döner. Yani koç tablası hızlı bir şekilde serbest düşme ile aşağı doğru hareketlenir.burada presleme silindirlerinin ihtiyacı olan debiler oldukça yüksektir, dolayısıyla bu bölümde vakum oluşur.bu vakumun etkisiyle ön dolum valfi açılır ve presleme silindirinin ihtiyacı olan yağ depodan emilir. Koç tablasının alt kalıba oturmasına yakın bir yerde alınan sviç uyarısıyla R2.2 valfinin y8 bobin enerjisi kesilir. Mil tarafındaki akışkan bu sefer sırasıyla R2.3 basınç valfinin ayarlanan basıncında R2.1 lojik, 1.3 yön ve 1.2 yön valflerinden geçerek tanka döner.bu durumda Koç tablası frenleyerek alt kalıba oturur ve sıvama işlemine başlar. Frenleme kuvvetinin değeri R2.3 basınç valfinden istenilen değerde ayarlanabilir.sıvama işlemi başladıktan sonra koç tablasının kuvvetiyle, pot silindirindeki akışkan da B0.2 basınç emniyet valfinden geçerek tanka döner. Pot tablası B0.2 valfinden, ayarlanan basınçta koç tablasına bir direnç oluşturarak; koç tablası tarafından aşağıya doğru hareket ettirilir. Sıvama stroğu bitiminde sviç uyarısıyla zaman rölesinden ayarlanan süre ile dekompresyon işlemi için K0.1 yön valfinin y7 bobini enerjilendirilir. Y7 bobinin enerjisinin kesilmesiyle P1.5 basınç valfinin y4, 1.2 yön valfinin y2, 1.3 yön valfinin y3, C0.2 ön dolum yön valfinin y9, bobinleri enerjilendirilerek pompanın bastığı akışkan pres silindirin ring tarafına, pres silindirin arkasındaki akışkanda ön dolum valfinden tanka döner.yani önce koç tablası hızlı bir şekilde yukarı doğru hareket eder.koç tablasının yerine oturma sinyali sviç uyarısıyla alındıktan sonra y4,y2,y3 ve y9 bobinlerinin enerjileri kesilir.b0.2 valfinin y5 bobini enerjilendirilerek akışkan pot silindirine gönderilir.pot tablası yukarı doğru hareket eder ve sviç uyarısıyla durur. Böylelikle sistem yeni bir sıvama işlemi için tekrardan hazır hale gelmiş olur.

108 103 Şekil 8. Sıvama presi hidrolik devre şeması

109 104 SİNYALİZASYON ŞEMASI Hareket/Bobin Y1 Y2 Y3 Y4 Y5 Y6 Y7 Y8 Y9 Motor Start (Boşta Çalışma) Koç Tablası Aşağı (Serbest Düşme) Frenleme Presleme Dekompresyon Koç Tablası Yukarı Pot Tablası Yukarı Pot Tablası Aşağı SONUÇ Sıvama pres teknolojisi gün geçtikçe gelişmeye devam etmektedir. Ülkemizdeki sektörde bu gelişmeleri anında takip edebilmekte ve yurtdışı firmalar ile rahatlıkla rekabet edebilmektedir. İmalat sektörünün, hidrolik ve otomasyon firmaları işbirliği sürdüğü sürece teknolojik gelişmeler daha hızlı bir şekilde kullanılacak, daha ekonomik, daha verimli presler üretilecek ve dünya pazarındaki ülkemizin payı giderek artacaktır. Bu nedenle pres imalatçılarına, hidrolik ve otomasyon firmalarına ve pres kullanarak üretim yapan firmalara büyük görevler düşmektedir. KAYNAKLAR [1] Hydraulıc Maintenance Tecnology, Parker Hannifin Corp., 1985 [2] Industrial Hydraulic Tecnology, Parker Hannifin Corp., 1998 [3] Tomruk Pres A.Ş. Arşivi. ÖZGEÇMİŞ Cüneyt SİPAHİOĞLU 1974 yılı İstanbul doğumludur. Orta ve Lise tahsilini İstanbul Vefa Lisesinde tamamladı.1995 yılında Yıldız Teknik Üniversitesi Makine Fakültesinden mezun oldu. Aynı yıl Tomruk Hidrolik Pres End. A.Ş. de İmalat ve Proje Mühendisi olarak göreve başladı. Askerlik görevini 1997 yılında Harp Akademileri Komutanlığında yerine getirdi. Esen Grup A.Ş-Denison Hydraulıcs de Proje Satış Mühendisi olarak çalıştı yılından beri Hidroser A.Ş. de Proje Satış Mühendisi olarak görev yapmaktadır.

110 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 10 Sıvama ve Metal İşleme Preslerinde Modül Blok Uygulamaları GÜNER ÇELİKAYAR Bosch-Rexroth A.Ş.

111 107 SIVAMA VE METAL İŞLEME PRESLERİNDE MODÜL BLOK UYGULAMALARI Güner ÇELİKAYAR ÖZET Metal şekillendirme makinaları ve presler hidroliğin klasik uygulama alanları içerisindedir. Endüstrinin birçok kolunda presler vasıtasıyla yüksek kaliteli ve seri olarak üretimler yapılabilmektedir. Yeni malzemeler, ürünler ve yeni imalat prosesleri pres imalatçıları için yeni pazarlar ortaya çıkmasına yol açmıştır. Bu geniş pazarlar yüksek miktarda pres talebi ortaya çıkarmakta böylece de seri ve hızlı olarak preslerin üretilmesi gerekmektedir. Presler proje departmanı çalışmalar yaparak pres imalatçılarının ihtiyacı olan standart pres kontrol bloklarını geliştirdiler. Fakat bu geliştirme işlemi pres imalatçılarının yardımı ve desteği ile gerçekçi olmuş Ve onlardan gelen geri bilgiler değerlendirilerek blok dizaynları yapılmıştır. Blok dizaynları yapılırken 3 faktör göz önüne alınmış bunlar Ekonomik ihtiyaçlar Teknik ihtiyaçlar Yasal ihtiyaçlar Ekonomik ihtiyaçlar üretilen kontrol bloğunun maliyetinin iyi olması. Teknik ihtiyaçlar prosesin şartları,fiziksel boyutlar,prosesin tipi gibi faktörler Yasal ihtiyaçlar ise teknik ve ekonomik ihtiyaçlar kadar önemlidir.örneğin üretilen presin veya makinanın Avrupa topluluğu pazarında serbestçe sunulabilmesi için insan sağlığı ve güvenliği için uyulması gereken şartları içermesi yani sunulduğu pazardaki yasal şartnamelere uygun olması gereklidir. Böylece uzun denemeler sonucu oluşturulan bu pres kontrol blokları yardımıyla değişik kontrol tiplerine göre çeşitli ekonomik çözümler yasal ihtiyaçları karşılayacak şekilde dizayn edilmişlerdir. Pres kontrol modülleri yıllar içerisinde aşağı stroklu presler ve yukarı stroklu presler olarak iki ana kategoride tanımlanmıştır. Her bir pres modülü özel bir performans alanında geliştirilmiştir.

112 108 GİRİŞ Çeşitli tipteki aşağı stroklu presler bir çok ortak özelliğe sahiptir yapılan işlemlerin ve hareketlerin sıralamaları benzerlikler içermesi standartlaştırma işleminin daha kolay olmasına imkan tanımıştır. Hidrolik preslerin yanında bilinen dezavantajlarına rağmen krank ve eksantrik presler metal şekillendirme için endüstrinin hemen hemen bir çok kolunda hala yüksek miktarda seri üretimde kullanılmaktadır. Krank ve eksantrik presler için de hidrolik aşırı yük emniyeti fonksiyonunu sağlayan standart modül bloklar geliştirilerek üretim programına dahil edilmiştir. Modüler blok sistemleri yaklaşık olarak aşağı stroklu preslerin % 90 nını kontrol edebilme imkanına sahiptir.pres imalatçıları için hidrolik bloklara sarfetmiş olduğu proje ve dizayn zamanı azaldığı için maliyet düşürücü bir etki yapmaktadır. Ayrıca özel blokların imalatı ile mukayese ettiğimiz zaman modül bloklar teslim süresini de kısaltmakta ve maliyetler de düşmektedir. Modül blok uygulamalarının sağladığı avantajlar Uygun fiyat /performans oranı ve seri üretime yatkınlık. Diyagramlar yardımıyla kolayca seçim yapılabildiği için projelendirme zamanı azalmaktadır. Modül bloklar manifold düzenine sahip olduğu için montaj süreside azalmakta Ve böylece zamandan da tasarruf edilmektedir. Makinanın projelendirilmesi için gerekli bütün veriler ve kataloglar standartlara uygun olarak kullanıcıya verilmektedir. Modüler basit anlaşılabilir olduğundan dolayı arıza anında teşhis kısa sürede yapılabilmektedir. Özel uygulamalar için özel çözümler mevcuttur. Gerektiğinde kazadan korunma şartnamesine (UVV) (kaza önleme şartnamesi) uygun olarak ilgili kurum tarafından sertifika verilmektedir. Standart pres kontrolunda strok/zaman diyagramları benzerlikler göstermektedir. Farklılık gösteren özellikler Fiziksel boyut (geçirdiği debiye göre) Teknik dizayn Yasal ihtiyaçlar Teknik proses şartları Bu özelliklere göre pres kontrol blokları geliştirilmiştir. Fakat bu geliştirme işlemi müşterilerin yardımı ve desteği ile gerçekçi olmakta ve onlardan gelen geribeslemeler değerlendirilerek blok dizaynları yapılmaktadır. Böylece uzun denemeler sonucu oluşturulan bu kontrol blokları yardımıyla değişik kontrol tiplerine göre çeşitli çözümler standart komponentler vasıtasıyla pazara sunulmaktadır. Ekonomik ihtiyaçlar üretilen kontrol bloğunun maliyetinin iyi olması. Teknik ihtiyaçlar prosesin şartları, fiziksel boyutlar, prosesin tipi gibi faktörler Yasal ihtiyaçlar ise teknik ve ekonomik ihtiyaçlar kadar önemlidir. Örneğin Üretilen presin veya makinanın Avrupa topluluğu pazarında serbestçe sunulabilmesi için insan sağlığı ve güvenliği için uyulması gereken şartları içermesi yani sunulduğu pazardaki yasal şartnamelere uygun olması gereklidir. Pres kontrol sistemleri resmi kuruluşlar tarafından düzenlenmiş olan güvenlik şartnamelerine herhangi bir kazaya sebebiyet vermemek için uygun olmak zorundadır.

113 109 Örneğin Avrupa topluluğuna mensup ülkelerde presler için çıkarılmış bazı şartnameler şunlardır. a)presler için kaza önleme şartnamesi; baskı.10.87(vb6.7) b)metal işleme preslerinde kontrol sistemlerinin güvenlik düzenlemeleri;2.78(zh1/457) c)metal işleme preslerinde iki el kontrollu sistemlerde güvenlik düzenlemeleri.2.78 (ZH.1/456) Bu düzenlemeler pres herhangi bir çalışma çevriminde meydana gelebilecek bir problemde, veya hatalı bir çevrimde meydana gelebilecek kazaların önlenebilmesi içindir. Eğer emniyet valfinde bir problem olursa pres koçu stroğunu tamamlamamalı ve olduğu pozisyonda kalmalıdır. Preslerde kullanılan hidrolik sistemler için UVV ye(kaza önleme şartnamesine)uygunluk. Hidrolik sistemde kullanılan valfler aşınma kirlilik,yayının kırılması,ve benzeri sebeplerden dolayı zarar görebilir.bundan dolayı hatalı işlemler olabilir. Preslerde hatalı çevrimden dolayı pres koçu kalıba doğru kapanırken basınç yukselebilir veya koçun ağırlığından dolayı basınç düşümü meydana gelebilir. Presin bu hatalı çalışmasından dolayı basıncın yükselmesinin önlenmesi gerekmektedir.bunun için presin hareketi 2 adet birbirinden bağımsız kontrol valfi ile kontrol edilmeli ve hidrolik sistemdeki bu valflerin nötr pozisyonunda oldukları zamanda ana silindirde herhangi bir basınç yükselmesine müsaade edilmeyecek şekilde olmalıdır. Presin kendi ağırlığından dolayı sistemde basınç düşümü meydana gelebilir.bunun için birbirinden bağımsız 2 adet kontrol valfi arka arkaya yerleştirilmelidir.koç tabla aşağı inerken bu iki valften geçerek inmelidir ve bu valfler nötr pozisyonunda iken koç tablanın aşağı hareketi kesilmiş olmalıdır. Kısaca bir özet yapmak gerekirse pres koçunun yani ana silindirinin aşağı doğru hareketinde silindirden çıkan yağ arka arkaya 2 adet valften geçmeli yani iki defa kontrol edilmeli ve bu valfler nötr pozisyonuna geldikleri zamanda ana silindirin basınç tarafında basınç kalmamalı ve bu valfler herhangi bir sebepten dolayı takılı kaldıkları zaman bu valfin üzerine konacak siviçler vasıtasıyla tespit edilmelidir ayrıca basınç yükselmesine karşı da bir basınç emniyet valfi sisteme konmalıdır.. Bu anlattıklarımızı bir örnekle açıklayacak olursak: Şekil 1 deki hidrolik sistemde görüldüğü gibi bir silindir mevcut. Bu silindirin ileriye doğru hareketi esnasında yön kontrol valfinde herhangi bir problem olduğunu düşünelim, silindir iş parçasına geldiği zaman durması gerekirken durmuyor ve basınç yükseliyor. Silindirin bu kapanması esnasında basınç yükseldiği anda yapabilecek herhangi bir şey yok. Fakat biz ne yapabiliriz? Bu sistemi nasıl iyileştirebiliriz? Silindiri kontrol ettiğimiz hatta 4/2 bir valf daha ilave ediyoruz. Şekil 2 Valfin birinde herhangi bir problem olsa,takılsa diğer valf kapanacağı için problem olmaz. Fakat burada Y1 de problem olduğu zaman diğer valf bunu telafi edecek hatalı bir işlem olmayacak fakat Y1 de ki hata görülüp düzeltilmezse daha sonra diğer valfte de problem yaşanabilir. Şekil 3 te görüldüğü gibi Y1 e sürgü hareketini kontrol eden bir siviç takıldığında buradaki herhangi bir takılma algılanacak ve önlem alınacak. Fakat UVV ye göre hem 4/2 valfte hem de 4/3 valfte siviç bulunmalıdır. Herhangi bir problem anında örneğin valfin takılması durumunda valfin sivici olduğu için algılanıyor ve otomatik olarak sistem önlemini alıyor ve valfler nötr duruma geçiyor. Fakat bu durum da dahi silindirin arka kısmında basınç kalmış olabilir ve bu da problem yaratabilir. Dolayısı ile bu basıncın da sıfırlanması gerekir böylece yeni bir sivicli valf ilavesi ile Şekil 4 bu problemde ortadan kalkmış olur. Aynı zamanda da UVV (kaza önleme şartnamesi ne) uyulmuş olur.

114 110 Şekil 1. Şekil 2. Şekil 3. Şekil 4.

115 111 Pres kontrol modülleri yıllar içerisinde aşağı stroklu ve yukarı stroklu olarak olarak iki ana kategoride tanımlanmıştır. Her bir pres modülü özel bir performans alanında geliştirilmiştir. Şekil 5 pazar paylarına göre pres modüllerinin kabaca sınıflandırılmalarını göstermektedir. Bundan başka Şekil 5 te görüldüğü gibi M modülü aşağı stroklu ve yukarı stroklu olmak üzere uygulamaların çoğunu kapsamaktadır. Ayrıca diğer tip modüllerle de uygulama alanları kesişmektedir. Müşteri kullanım amacına göre presinin küçüklüğüne ve büyüklüğüne göre çeşitli tipteki kontrol modüllerini geniş bir seçim aralığında seçme şansına sahiptir. Örnek olarak P ve M modüllerini ele alırsak 250 lt/dak ve 400 lt/dak arasında aynı performansa sahiptirler. Şekil 5 te de kesiştiği görülmektedir. M-MODÜLÜ UVV Lİ VE APR SİZ lt/dak B4 MODÜLÜ lt/dak UVV Lİ P MODÜLÜ UVV Lİ VE APR SİZ lt/dak AŞAĞI STROK UYGULAM ALARININ % 20 SINI KAPSAR L MODÜLÜ UVV SİZ t/dak S MODÜLÜ KRANK VE EKSANTİRİK PRESLER İÇİN HİDROLİK AŞIRI YÜK EMNİYETİ İÇİN lt/dak Şekil 5. M MODÜLÜ M modülü daha çok küçük tonajlı presler için kolay çözümler sunabilen bir modüldür. M modülü aşağı stroklu pres uygulamalarının % 60 ını kapsamaktadır. P basınç portunda 25 lt/dak dan 400 lt/dak ya T tank portunda da 35 lt/dak dan 850 lt/dak ya kadar geçirgenlikte dizayn edilmiştir. Maksimum basınç 315 bar ile sınırlandırılmıştır. M modülü yatay ve düşey bloklar vasıtasıyla çeşitli hidrolik fonksiyonları sağlayacak şekilde modüler olarak birleştirilmektedir. Şekil 7 Bu modüler birleşim sırasında bloklar arası bağlantı tek bir ortak rot ile sağlanmamakta her bir blok ayrı ayrı bağlantı elemanına sahip bir şekilde bağlantı İşlemi gerçekleştirilmektedir. Bloklar arası sızdırmazlık ise dikdörtgen keçe ile sağlanmaktadır. Geçmiş 4 yıl içerisinde Avrupa da yaklaşık olarak 1000 adet M modül kullanılmıştır. Temel modül ve kontrol modülü M modülünü oluşturur ve bunlar çeşitli tiplerde seçilebilme imkanına sahiptir. Örnek olarak Şekil 6 daki temel modülünün komponentlerini size tanıtmak istiyorum:

116 112 Bu modul UVV (kaza önleme şartnamesine) ye göre dizayn edilmiş olup içerdiği valfler (110) yönlendirme valfi Maksimum basınç için emniyet valfi (130)-. diğer 4/2 yönlendirme valfi (120) Şemaya baktığımızda hidrolik ve elektrik olarak gereksiz şeyler var diyebilirsiniz Fakat gereksiz dediğimiz bu elemanlar vasıtasıyla tehlikeli hareketlerden ve durumlardan korunulmuş olunmaktadır. Şemadaki yönlendirme valflerinin birini çıkarsak belki istenmeyen tehlikeli kapanma hareketi olmayabilir. KARŞI DENGE BLOĞU DEKOMPRESYON BLOĞU TEMEL BLOK Şekil 6. Aşağı stroklu kendi ağırlığı ile serbest düşmeli ön dolum valfli devre

117 113 Fakat UVV (kaza önleme şartnamesi) ye göre iki adet yönlendirme valfi kesinlikle kullanılmalıdır.bu iki yönlendirme valfi vasıtasıyla pres koçunun aşağı düşmesi ve aynı zamanda pres ana silindirinde basıncın oluşması kesinlikle önlenmektedir. UVV ye uymak için iki adet yönlendirme valfi M modülü içerisine yerleştirilmiştir ve bunu sağlamak için hidrolik ve elektrik maliyetlerin minumuma düşürülmesine çalışılmıştır. Presin fonksiyonlarını sadece temel modül kullanarak gerçekleştiremeyiz. Çeşitli diğer tipteki modüller kullanılarak bu fonksiyonellikler sağlanmaktadır. Fakat en az bir modül kullanmak yeterli değildir. Dekompresyon işlemi içinde sisteme dekompresyon modülü ekliyoruz Şekil 6 (610) nolu valf dekompresyon valfi (620) nolu valf ise dekompresyon ayarıdır. Komple pres kontrol sistemi en azından bir temel modül içerir, örneğini, daha önce vermiştik Şekil 6 daki en çok kullanılan karşı denge modülü olarak isimlendirilen modülü ele alırsak:karşı denge modülü presin teknik standardına uygun olarak seçilmeli ve temel modüle göre ayarlanmalıdır. Farzedelim ki presin koç tablası kendi ağırlığı ile aşağı hızlı hareketini yapmakta, frenleme, presleme, dekompresyon, ve hızlı olarak yukarı çıkıp başlangıç konumunu almakta. Bunu sağlamak için Şekil 6 daki karşı denge modülünün seçilmesi gerekir. Bu karşı denge modülünün içerdiği elemanları inceleyecek olursak pilot uyarılı çek valf lojik olarak dizayn edilmiştir. (750,751,752) Basınç intensifikasyonu ve karşı denge olarak emniyet valfi (755), presleme esnasında silindir ring alanına karşı denge yapması ve yük değişimlerini telafi etmesi için (730) basit ve en çok kullanılan bu pres kontrol sistemi 2 modül vasıtasıyla oluşturulmuştur. M modülünde kullanılan temel modüle gerekirse ilaveler yapılarak büyütülebilir Örneğin yüksek basınç,düşük basınç kombinasyonu ilavesi yapılabilir. Şekil 8 load sensing uygulaması ilavesi yapılabilir Şekil 9 Hidrolik presin teknik prensibi değişirse örneğin kendi ağırlığıyla aşağı düşme değil de hızlandırma silindirleri vasıtasıyla hızlı aşağı iniyorsa Şekil 10 veya mevcut pompa debisiyle aşağı hızlı iniyorsa Şekil11 veya pompa debisi ve akü yardımıyla aşağı hızlı iniyorsa Şekil 12 silindirin Rejeneratif olarak ileriye gitmesini istiyorsak Şekil 13 yukarı stroklu yani alttan sıvamalı bir devre istiyorsak Şekil 14 ; işte bunların hepsini gerçekleştirebileceğimiz temel modül ve karşı denge modülleri NG 6 dan NG 25 e kadar uygun içerikte mevcut bulunmaktadır. POMPA TANK Şekil 7. Kullanıcı presinin tipine göre ihtiyacı olan kontrol tipini standart modüllerden seçebilme şansına sahiptir. Şimdiye kadar 493 tip değişik modül kombinasyonu piyasaya sunulmuştur.bu farklılık yalnızca boyutları değil çeşitli varyasyonları ve özel manifoldları da içermektedir.çok çeşitli varyasyonlara sahip bu M modülünün üretimi için ürün yönetiminden imalata kadar çok hassas aşamalar ve titiz çalışmalara ihtiyaç vardır.

118 114 Şekil 8. Çift pompalı aşağı stroklu kendi ağırlığı ile serbest düşmeli ön dolum valfli devre

119 115 Şekil 9. Yük duyarlı aşağı stroklu kendi ağırlığı ile serbest düşmeli ön dolum valfli devre

120 116 Şekil 10. Hızlandırma silindirli aşağı stroklu ön dolum valfli devre

121 117 Şekil 11. Mevcut pompa debisiyle aşağı inen aşağı stroklu devre

122 118 Şekil 12. Akümülatör beslemeli aşağı stroku devre

123 119 Şekil 13. Rejeneratif olarak aşağı inen mevcut pompa debisini kullanan aşağı stroklu devre

124 120 Şekil 14. yukarı stroklu hızlandırma silindirli ön dolum valfli devre

125 121 P MODÜLÜ P modülü debi kapasitesi olarak P basınç hattında 250 lt/dak dan 800 lt/dak ya kadar ve T tank hattında 450 lt/dak dan 1100 lt/dak ya kadardır. Nominal boyut olarak NG 32 den NG 63 kadar dizayn edilmiştir maksimum çalışma basıncı 315 bardır. P modül blokları üst nominal boyutlarda daha çok kullanılmaktadır. Dizayn olarak M modülüne benzemektedir. Fakat M modülündeki bazı varyasyonlar burada yoktur. Çünkü bu tip P modüllerinin hitap ettiği Pazar çok sınırlıdır. Ayrıca bu tip büyük preslerde çok çeşitli dizayn tipleri mevcut değildir. Bu yüzden hidrolik sistem olarak ta çok çeşitli çevrim tipi mümkün olmamaktadır. P modülü de M modülü gibi UVV li ve UVV siz olarak dizayn edilmiştir. Her bir P modülün ana modülü kontrol modülü olarak isimlendirilir. Örnek olarak Şekil 15 teki modül hakkında bilgi vermek istiyorum; Tüm P modülleri aşağıdaki pres fonksiyonlarını içermektedir; 1-Pres ana silindirinin yönünün kontrol edilmesini sağlayan elemanlar (140,120,121,110 ve 111) 2-Ana pompanın maksimum basıncının kontrol edilmesini sağlayan elemanlar (130,132,133) 3-dekompresyon valfi (150,151) P modülü M modülü ile mukayese edilirse; P modülünde Pres silindirinin hareketi lojik valfler vasıtasıyla yapılmakta,m modülünde ise sürgülü valfler vasıtasıyla yapılmaktadır.bunun nedeni yüksek debiler de lojik valfleri kullanmak(yaklaşık olarak l/dak çok daha ekonomik ve teknik olarak çok daha iyi sonuçlar vermektedir. Karşı denge modülü ana kontrol modülünün üzerine konmuştur. Karşı denge modülü aşağıdaki fonksiyonları içermektedir. 1-basınç kontrol valfi (580) basınç intensifikasyonuna bir emniyet olarak konmuştur. 2-pres koçunun aşağı iniş kontrolünde ve frenlenmesinde kullanılan valflerdir.(526,523,520,521) 3-karşıdenge valfi direkt olarak pres silindirinin mil tarafına bağlıdır,ve yük değişimlerini kompanze etmektedir (511,510 ve 514) Burada şimdiye kadar açıklamış olduğumuz,pres ana kontrol modülü ve karşı denge modülü, basit bir presin UVV olmaksızın hidrolik kontrol sistemini içermektedir. UVV yi de sağlamak istiyorsak bir modül daha sisteme ilave etmemiz gerekiyor Bu modül Şekil 15 teki en üstteki modül dür. Pres koçunun istenmeyen bir şekilde kapanmasından veya kontrol edilemeyen aşağı hareketlerde preslerde kazalar meydana gelebilir. Pres silindirini yön kontrolü (140) nolu pilot valf vasıtasıyla yapılmaktadır. (140) nolu pilot valf te (750) ve( 740) nolu valfler vasıtasıyla hidrolik olarak kontrol edilmektedir. Pres silindirin de kontrol edilemeyen bir basınç artışı meydana geldiğinde bu valflerle bunu önlemek mümkün değildir. Pres koçunun kontrol edilemeyen bir şekilde aşağıya doğru hareketlerinde elektrik siviçli valfler vasıtasıyla bu önlenebilmektedir (710 ve 720 ) 780 nolu valf te basınç intensifikasyonuna karşı konmuş bir basınç valfidir. Böylece pres kontrol bloğu UVV ye uygun bir şekilde oluşturulmuştur. Bu örneğini verdiğimiz P modülünün yanında farklı uygulamalar için değişik tipte P modülleri mevcuttur.örneğin hızlandırma silindirlerinin kullanımına uygun modül blok şekil16 oransal valf kullanarak hızlı iniş kontrolü sağlayan modül Şekil 18 Çift pompalı sistemin kullanıldığı Şekil17 modül gibi farklı modüller mevcuttur.

126 122 UVV MODÜLÜ KARŞI DENGE MODÜLÜ ANA MODÜL Şekil 15. kendi ağırlı ile serbest düşme yapan ön dolum valfli devre

127 123 Şekil 16. Hızlandırma silindirli aşağı stroklu ön dolum valfli devre

128 124 Şekil 17. Çift pompalı aşağı stroklu pompa debisi ile aşağı inişli devre

129 125 Şekil 18. kendi ağırlığı ile serbest düşmeli iniş hızı oransal kontrollü aşağı stroklu öndolum valfli devre

130 126 B4 MODÜLÜ B4 modülü boyut olarak NG 63 ten NG 80 e kadar dizayn edilmiştir.debi geçirme kapasitesi olarakta 1800 l/dak dan 3000 l/dak ya kadardır.sistem basıncı da 315 bar dır. P modülüne benzer bir dizayna sahiptir ve UVV ye uygun bir yapıdadır. Kullanım alanı olarak yüksek debiye sahip büyük tonajlı preslerde kullanılır Uygulama tipleri açısından P modülünden daha az farklı tiplere sahiptir. P modülünden B4 modülü kullanımına geçmek, hidrolik devre ile ilgili teknik sebeplerden değildir. Büyük modüller büyük boyutlu bağlama cıvatalarına ihtiyaç gösterir,ayrıca iki modülün sızdırmazlığını sağlamak ta daha zor olmaktadır. B4 modülü diğer P ve M modüllerde olduğu gibi sandviç dizayna sahip olmayıp monoblok bir dizayn dır. Herbir çevrim tipi farklı bir bloğa sahiptir. Şekil 19.

131 127 L MODÜLÜ L modülü modül blok uygulamaları başladığı zaman ilk olarak dizayn edilen UVV yi içermeyen bir blok tipidir. Şekil 20 UVV nin gerekmediği uygulamalarda bu L tipi modül kullanılmaktadır. Hidrolik sistem dizaynı olarak P ve B4 modüllerine benzer prensibe sahiptir. Yaklaşık olarak farklı amaçlar için 34 değişik tipte L modülü mevcuttur.l modülü elemanları hakkında bilgi vermek gerekirse; 071 ve 081 lojik valfleri vasıtasıyla pres silindirinin aşağı ve yukarı hareketinin yön kontrolü yapılmakta.020 nolu yön valfi ise bu 071 ve 081 nolu valfin pilot valfidir.060,061,062,010 valfleri pres koçunun frenlenmesi ve yavaşlatılması görevini yerine getirirler. 051,052,050 valfleri karşı denge vazifesini yaparak yük kompanzasyonu görevini yaparlar. 100 nolu valf basınç intensifikasyonuna karşı emniyet için konmuştur.090,091 nolu valf dekompresyon işlemini gerçekleştirir. 040,041,042 nolu valfler pres hızlandırma silindirleri ile hızlı aşağı indikten sonra yağın ana silindire gitmesini sağlar. 030,032,042 noluvalfler sistem maksimum basıncını sınırlamak için konmuştur. S MODÜLÜ Şekil 20. Aşağı stroklu hızlandırma silindirli öndolum valfli devre Eksantrik presler seri üretime yatkınlık açısından metal işmede daha çok kullanılan şekillendirme makinalarıdır.öncelikli olarak bu tip preslerin avantajı güç ihtiyacı olarak hidrolik preslerle mukayese edildiğinde çok daha düşük kalmaktadırlar.fakat hidrolik pres kadar esnek değildir maksimum pres kuvveti, hareket ve hızlardaki sıralama konstrüktif dizaynından dolayı sabittir. Yanlış yüklemeler ve yanlış operasyonlardan dolayı eksantirik pres ve kalıplar aşırı yükle yani zorlanmayla karşı karşıya kalabilirller bunu mekanik sistem içinde önleyebilmek çok zordur.

132 128 Bunu ortadan kaldırmak ve bu tehlikelerden korunmak için hidrolik aşırı yükten korunma tertibatı prese ilave edilmektedir. Hidrolik aşırı yükten korunma tertibatı; koç tabla yastıklama silindiri, hidrolik kontrol bloğu ve basınç yükleme güç ünitesinden oluşmaktadır. Şekil 21 Koç tabla yastık silindiri ve kontrol bloğu hareketli olan koç tablaya bağlanır,hidrolik güç ünitesi de sisteme yağ basarak bir ön basınç oluşturur. Boyut olarak NG 25 ten NG 100 e kadar dizayn edilmekte ve çalışma basıncı 315 bar dır. 1 koç tabla yastık silindiri 2 koç tabla 3 aşırı yükten koruma bloğu 4 kalıp 5 basınç yükleme ünitesi 6 krank kaplin fren sistemi Şekil 21. Örnek olarak S modülü içeren bir devreyi incelersek ; Hidrolik güç ünitesi istenen ön yükleme basıncını sağlar, bu basınç oluşturma pnömatik/hidrolik bir sistem tarafından meydana getirilir.bu pnömatik/hidrolik pompa basınç kompanzatörlü pompa gibi çalışır.hidrolik güç ünitesi basınç emniyet valfi, basınç filtresi, boşaltma valfi ve basınç şalterinden oluşur. Şekil 22 ayarlanan pilot basıncı emniyet modülünün üzerindeki (120) yük alma valfinin X2 hattına etkimektedir.basınçlı yağ koç tabla yastık silindirine ulaşır ve burada bir ön yükleme basıncı meydana getirilir.böylece burada yani koçtabla yastık silindirinin olduğu haznede dinamik olarak cevap verebilecek bir yapı (yani bir hidrolik yay ) oluşturulur. Yük alma valfinin (120) alan oranı X2 üzerinde 1,3 X1 üzerinde 1.Dolayısı ile ön yükleme basıncı aşırı yük basıncından yani açılma basıncından 1,3 katı daha az olması gerekir.

133 129 Koç tabla yastık silindirindeki basıncın istenen bir şekilde dinamik olarak boşaltılabilmesi için oluşturulması gereken ön yükleme basıncı doğru olarak deneyimlerden faydalanılarak hesaplanmalıdır. Örneğin koç tabla yastık silindirinde basınç yükselirse 300 bardan sonra yük alma valfi (120) açılmakta ve aşırı yük alınmaktadır. (120) nolu valf açılınca (210) nolu lojik valf tanka açılmakta (210) açılınca (110) nolu valfde açılmakta ve böylece koç tabla yastık silindirindeki basınçlı yağ da 110 nolu valf üzerinden tanka boşalmaktadır. Bu üç kademedeki yük alma sisteminde cevap verme süresi boyut NG 25 te 10 ms, NG 100 de ise 30 ms ye ulaşmaktadır. (110) nolu valf açtığında basınç 50 bar değerine geldiğinde bu değer basınç şalteri tarafından algılanır.hidrolik ünitedeki boşaltma valfi de bu sırada açılır, ve eksantirik presin ana tahriği fren yapar,kalıbı ve presi korumak için bir sonraki işleme geçmeden durur. Problem çözüldükten sonra pres tekrar çalıştırılır ve işleme devam edilir. Şekil 22.

134 130 M,P,L,B4, ve S modülleri yıllar içerisinde kullanıcılar tarafından gelen geri-beslemelerle geliştirilmiş ve çok farklı alanlarda uygulanma imkanı bulmuştur.fakat kontrol ihtiyaçlarının tümünün bu modüllerle sağlanması da tabiiki mümkün değildir.bu durum da özel modüller dizayn edilerek çözümlenmektedir. SONUÇ Burada şimdiye kadar belirli bir kurumun değişik tiplerde oluşturmuş olduğu modül bloklardan bahsettik burada amacımız bu konuda geliştirilmiş olan modüllerin özellikleri hakkında bilgi vermekten çok,tüm dünyadaki kullanıcıların ihtiyaçlarına göre belirli bir süzgeçten geçmiş bilgilerin derlenip düzenlenmesi ve bir standarta oturtulması konusuna dikkat çekmek istedim. Bu yapılan standartlaştırmanın ülkemizde bu konuyla yani hidrolik preslerle uğraşan,ilgilenen kişilere bir yol gösterici bir klavuz olarak faydalı olabileceğini umuyorum. KAYNAKLAR [1] Seminar Report:Accident Prevention Regulation in Presses.Mannesmann Rexroth [2] Conference Hydraulic and Electronic in Presses Mannesmann Rexroth [3] Components and Systems For Presses Mannesmann Rexroth ÖZGEÇMİŞ Güner ÇELİKAYAR 1966 yılı Hayrabolu doğumludur yılında İzmir Dokuz Eylül Üniversitesi Mühendislik ve Mimarlık Fakültesi Makina Mühendisliği bölümünü bitirmiştir yılları arasında Hema Hidrolik A.Ş. de ve yılları arasında Hidroser A.Ş. de çalışmış 1996dan beri de Mannesmann Rexroth A.Ş. de proje mühendisi olarak çalışmaktadır.

135 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 11 Hidrolik Yağların Ana Fonksiyonları ve Hidrolik Yağ Seçimi AHMET K. GÜVEN Shell Company of Turkey Ltd.

136 133 HİDROLİK YAĞLARIN ANA FONKSİYONLARI VE HİDROLİK YAĞ SEÇİMİ Ahmet K. GÜVEN ÖZET Hidrolik yağlar günümüzde endüstrinin birçok alanında güç iletim sistemlerinde geniş kullanım alanı bulmuştur. Bu nedenden dolayı kullanılan sisteme göre uygun yağın seçilebilmesi için hidrolik yağların ana fonksiyonlarının bilinmesi ve buna bağlı olarak da sıkıştırılabilirlik ve güç iletimi, havayı uzaklaştırma, köpüklenme, viskozite, akma noktası gibi özelliklerin ele alınması gerekmektedir. Çalışma koşullarına uygun yağın seçilebilmesi için hidrolik yağlarda bulunan aşınma önleyici, korozyon önleyici, suyu uzaklaştırıcı katıkların nasıl çalıştıkları bilinmelidir. Ayrıca seçim sırasında ISO viskozite sınıfları, ekipmana göre viskozite seçimi, viskozite seçim tablosunun kullanılması ile çevre ve işgüvenliğine uygun hidrolik yağların sahip olması gereken özellikler de büyük önem taşımaktadır. 1. GİRİŞ 1.1. Hidrolik Nedir? Hidrolik, enerji iletimi için sıvıların kullanılmasıdır. Bazen akışkan gücü olarak da adlandırılır. Hidrolik sistemler temelde iki şekilde çalışırlar; - Hidrokinetik sistemlerde, enerji sıvının hareketi sayesinde aktarılır. - Hidrostatik sistemlerde, enerji az çok durgun kalan bir sıvının içerisinden basınç aktarımı ile transfer edilir. Birçok endüstriyel hidrolik sistemlerde hidrolik sıvının da bir miktar hareketi vardır, kesin konuşmak gerekirse, bu sistemler hidrodinamik olarak adlandırılır. Bununla birlikte sıvının hareket hızı genelde düşük olduğundan endüstriyel akışkanlı güç iletim sistemleri genellikle hidrostatik olarak tanımlanırlar. Bu sunuşta hidrolik sistem olarak düşünülecek sistemler bir sıvıya basıncın uygulandığı ve sıvı tarafından aktarılarak mekanik işe dönüştürüldüğü sistemlerdir. Şekil 1 de basit bir kriko sistemi görülmektedir ve bu tür sistemlerin temel prensiplerini göstermek amacıyla kullanılmıştır. Hidrolik krikoda küçük bir piston sıvıya basınç uygulamak için kullanılmaktadır. Basınç sistem boyunca daha geniş pistonun yükü taşıdığı silindire aktarılır. Küçük piston üzerindeki kuvvet arttırıldıkça diğer tarafta basınç taşınan yükü kaldırana kadar yükselir. Basit krikonun önemli noktası diğer pek çok karmaşık hidrolik sistemde olduğu gibi; küçük bir kuvvet tarafından uzun bir strok ile elde edilen basınç, kısa stroklu daha büyük bir kuvvetin elde edilmesinde de kullanılabilir. Basit kriko gibi hidrolik sistemler, sıvılar sıkıştırılamaz kabul edildklerinden dolayı çalışırlar, kapalı bir sistem içerisinde çalıştıklarında basıncı azalmaksızın tüm doğrultularda iletirler ve tüm eşit alanlarda eşit kuvvetler üretirler (Pascal Kanunu). A yüzey alanına sahip kapalı bir sıvıya bir F kuvveti uygulandığında sıvıda oluşan basınç P: P = F/A dır. (1)

137 134 Pascal Kanununa göre bu basınç tüm yönlerde eşit etki eder; kabın boyutu ve şekli önemli değildir. Bu demektir ki, küçük bir alan üzerine küçük bir kuvvet büyük bir alan üzerindeki büyük bir yükü karşılayabilir. Örneğin 1 cm 2 lik bir alana uygulanan 10 Newtonluk bir kuvvet 10N/cm 2 lik ya da 1 barlık bir basınç yaratır. Bu basınç 100 cm 2 lik bir alana uygulandığında 100 kg.lık bir yükü kaldırır. Şekil 1. Basit bir hidrolik kriko Basit bir hidrolik kriko kolaylıkla modifiye edilerek iletilen kuvvetin yönü ve hareketin hızı üzerine daha fazla kontrol sağlayabildiğimiz bir sistem oluşturulabilir. Pratikte kullanılabilir bir sistem aşağıdakiler eklenerek kolayca elde edilebilir; - bir hidrolik sıvı rezervuarı; - sıvının akış yönünü denetleyen Yön Valfleri ; - sıvının basıncını denetleyen Basınç Denetim Valfleri ; Bu sistemde, bir kez sistemde yeterli basınç oluştuğunda pompa daha hızlı çalıştırıldıkça yük daha hızlı arttırılacaktır. Yükün hareket hızı silindire beslenen sıvının hacmine bağlıdır. Daha ileride göreceğimiz şekilde birçok hidrolik sistemde daha büyük geliştirmeler bulunmaktadır Hidroliğin Kısa Geçmişi Pascal 17. yüzyılda hidroliğin temellerini atan prensipleri oluşturmuştur. 19. yüzyılda sıvılar vasıtasıyla enerjinin aktarımı prensibi endüstriyel preslerin, kaldırma mekanizmalarının, kreynlerin, vinçlerin ve diğer ağır tipte ekipmanların çalıştırılmasında kullanılmaktaydı. İlk sistemlerde genelde kullanılan sıvı su idi, fakat ciddi kısıtlamalarla karşılaşılıyordu, örneğin zayıf yağlama özellikleri, çalışma sıcaklıklarının sınırlı olması ve korozyon oluşturmaya meyilli olması gibi. 20. yüzyılın başında mineral yağlar kullanıma hazır hale geldiler. Bu yağlar 1920 ler ve 1930 larda geniş anlamda hidrolik uygulamalarda kullanılmak üzere adapte edildiler. Hidroliklerin ana uygulamaları gemilerde, uçaklarda ve uzun yol taşımacılığında oldu, çünkü buradaki ekipmanlarda mümkün olduğunca küçük fakat güçlü bir yapı gerekiyordu, belirgin avantajlar oluşturuyordu. Hidrolik uygulamalarında belirgin temel taşları aşağıdadır: - savaş gemilerinde bulunan ağır silah taretleri ve silahların hassas hareketlerinin kontrolünde; - uçakların iniş takımlarında; - uçakların kontrol yüzeylerinin ayarlarında; - taşıtlarda frenleme sistemlerinde kullanım (kablolar yerine)

138 135 - traktörlerde tarımsal kullanımda; - inşaat mühendisliğinde elektriksel ve mekanik tahrik ünitelerine alternatif olarak; - karmaşık parçaların hassas üretimi için kullanılan makinalarda Günümüzde birçok modern güçlü makina ya kısmen ya da tamamen hidrolik mekanizmalarla kontrol edilmektedir. Hidrolik yağ olarak ilkin kullanılan yağlar düz mineral yağlardı. Bu yağların kullanımı 1930 larda mineral yağlarla uyumlu olan contaların geliştirilmesi ile çok ciddi şekilde artmıştır larda endüstride hidroliğin kullanımının artması daha iyi performans ihtiyacını beraberinde getirdi. Pas ve oksidasyona karşı katıklar eklenmeye başlandı. Hidroliklerde ve yağlayıcıların teknolojisindeki gelişmeler yeni katıkların kullanılarak, köpüklenmenin azaltılması, yük taşıma kapasitesinin arttırılması, aşınma önleyici özelliklerin geliştirilmesi, akma noktasının düşürülmesi ve viskozite endeksinin geliştirilmesine olanak tanıdı. Yangın riskinin olduğu yerler için, örneğin çelik endüstrisi ve kömür madenciliğinde kullanılmak üzere ateşe-dayanıklı hidrolik yağlar geliştirildi. Yakın zamanda gerçekleştirilmiş bir diğer geliştirme de çevresel olarak hassas alanlarda kullanılan hidrolik makinalar için doğada parçalanabilen yağların üretimidir. 2. HİDROLİK SİSTEMLERİN AVANTAJLARI NELERDİR? Hidrolik sistemler diğer enerjinin aktarımı metodlarına göre bazı avantajlara sahiptirler: Kol gücü ile yapılan işlerde; Hidrolik sistemler: - Ağır yüklerle uğraşırken çok hassas kontrol imkanı sağlarlar; - Hız ve kuvveti çok yumuşak şekilde ve kolayca kontrol edebilirler; - Tam yükleri durma pozisyonundan kaldırabilirler; Esneklik açısından; Hidrolik sistemler: - Büyük ve küçük kuvvetlerin yüksek hassasiyette kontrolünü sağlar; - Tekrarlayan operasyonları hassasiyetle kontrol eder; - Yavaş, hızlı ve değişken hız ayarlamalarını ayarlar; - Dönel hareketi doğrusal harekete çevirir ya da tersini yapar. Güvenilirlik açısından; Hidrolik ekipmanlar: - Sağlam yapılıdır ve dizayn olarak relatif şekilde daha basitlerdir. - Aşırı yüklerden bir basınç denetim valfi ile kolayca korunabilirler. Ekonomi açısından; Hidrolik ekipmanlar: - Küçük yapıdadırlar; - Basittirler; - Aynı sonucun alındığı elektriksel, mekanik ya da elektronik sistemlere nazaran üretimleri genelde daha ucuzdur.

139 HİDROLİK SİSTEMLER NEREDE KULLANILIRLAR? Hidrolik sistemler, avantajları sebebiyle geniş bir kullanım alanı bulurlar. Önemli uygulamalar şunlardır: İmalat: - Örneğin:presler,ağır makinalar,robotlar, plastik enjeksiyon makinaları. Hammadde Endüstrileri: - Örneğin:madencilik endüstrisi, köprü kumanda mekanizmaları,barajlar. Hareketli Ekipmanlar: - Örneğin:ekskavatörler ve kreynler, konstrüksiyon ekipmanı, uzun yol taşımacılığı araçları, tarımsal makinalar,uçaklar,gemiler. Özel Uygulamalar: - Örneğin: uydu ekipmanları,radyo antenleri,proses kontrolü, mekanik kaldırma,uçuş simülatörleri, test ekipmanları. İmalat Çelik Endüstrisi Hareketli Ekipmanlar Açık Madencilik Şekil 2. Hidrolik sistemlerin kullanıldığı bazı sektörler 4. HİDROLİK SIVILARIN ÖNEMLİ FONKSİYONLARI Hidrolik sıvılar aşağıdaki şu üç önemli fonksiyonu yerine getirirler: - Gücü aktarırlar; - Hidrolik sistemi korurlar; - Operasyon koşulları ile başederler. Bu fonksiyonları etkin olarak yerine getirmek için hidrolik sıvılar hangi özelliklere sahip olmalıdırlar? Aşağıda sırası ile bu sorulara verilen cevapları bulacaksınız Hidrolik Sıvılar ve Güç Aktarımı: Bir hidrolik sistemde gücün etkin bir şekilde iletimi aşağıdaki özelliklere sahip bir sıvı ile gerçekleşir. 1. Düşük Sıkıştırılabilirlik; böylece basınç ve diğer anlamda güç derhal ve verimli olarak iletilebilir; 2. İyi, Havayı Uzaklaştırma Özellikleri; böylece sıvı içerisinde kalan hava kabarcıkları nedeniyle sıkıştırılabilirlik artmayacaktır; 3. İyi, Köpüklenmeyi Önleyici Özellikler; böylece köpük hidrolik sisteme girmez; 4. Uygun Viskozite; böylece sistemde rahatça dolaşırken aynı zamanda gerekli yağlamayı yapacak şekilde viskoz olacaktır.

140 Sıkıştırılabilirlik Nedir? Sıkıştırılabilirlik bir sıvının üzerine basınç uygulandığında hacminde oluşan küçülmenin ölçütüdür. Bir hidrolik sıvı mümkün olduğunca düşük sıkıştırılabilirlik oranına sahip olmalıdır ki; bu şekilde basıncı ve enerjiyi verimli şekilde iletebilir. Bir hidrolik sistemde sıkıştırılabilir bir sıvı varsa bu sistemin süngerimsi bir yapısı olacaktır, çünkü bu sıvı içerisinde pompanın basınç oluşturması zaman ve enerji alacaktır. Aynı şekilde bu basıncın mekanik enerjiye dönüştürülmesi de zaman alacaktır. Bu durum hareketin ve kontrol derecelerinin hassasiyetini etkileyecektir. Bu nedenden ötürü sıkıştırılamayan hidrolik sistemlerin yüksek basınçlı ve ağır hizmet sistemlerinde ;örnek: özel makina aksamlarında, kullanılmaları özellikle önem taşır. Saf mineral yağlar tipik hidrolik sistemlerde üretilen basınçlarda pratikte sıkıştırılamaz kabul edilirler Sıkıştırılabilirliğin Ölçüleri: Bir sıvının basınç altındaki davranışı genellikle Bulk Modülü ile ifade edilir. (Şekil 3.) Bu, hacmin değiştirilmesi için uygulanan basıncın oranıdır. İyi bir hidrolik sıvıda yüksek bir bulk modülü dolayısıyla da düşük sıkıştırılabilme özelliği vardır. Tipik olarak 280 bar lık bir basınç artışı uygulandığında hacimdeki değişim %2 olacaktır. (1000 psi basınç artışı sıvının hacminde yaklaşık olarak % 0.5 azalmaya karşılık gelir) Bulk modülü bir sıvıda küçük basınç farklılıkları olması durumunda yaklaşık olarak sabittir, fakat basınçta ve sıcaklıkta yüksek değişikliklerle yükselme eğilimi gösterir. Basınç karşısında hacmi gösteren grafik bu yüzden bir eğridir, çünkü sıcaklık ve basınç arttıkça sıvıyı sıkıştırmak daha zor hale gelir. Bulk modülü birkaç değişik şekilde ifade edilebilir. Bir sıvının bulk modülü verilirken ölçüm koşulları belirtilmelidir Sıvı İçerisinde Kalan Hava ve Sıkıştırılabilirlik Tipik bir mineral yağ normal sıcaklıklarda havayla temas ettiğinde %8-9 oranında çözünmüş hava barındırır. Normal çalışma şartlarında bu çözünmüş havanın sıkıştırılabilirlik üzerinde ölçülebilir bir etkisi yoktur. Bununla birlikte, örneğin; pompanın emme kısmında bir sızıntı varsa hava hidrolik sıvıda kabarcıklar şeklinde belirebilir. Bu şekilde sıvı içerisinde hapsolmuş kabarcıklara sıvı içerisinde kalan hava denir. Çok küçük bir miktarda hapsolmuş hava bile hidrolik sıvıyı çok daha sıkıştırılabilir hale getirir ve hidrolik sistemin özelliklerini belirgin şekilde etkiler. Düzensiz ve sarsıntılı çalışma yaratır ve hava kabarcıklarının sıkıştırılmalarına bağlı olarak aşırı ısınma yaratır. Havayı uzaklaştırma özelliklerinin incelendiği standart test IP 313/ASTM D 3427 dir. Bu testte 25, 50 ve 75 0 C lere ısıtılan test yağının içine sıkıştırılmış hava üflenir. 7 dakika sonunda hava akışı durdurulur ve yağın içerisindeki havanın hacimsel olarak %0.2 ye düşmesi için geçen zaman kaydedilir. Şekil 3. Bulk modülü diagramı

141 Köpüklenme İçerisinde hapsolmuş hava bulunan hidrolik sıvı sistem rezervuarına döndüğünde, hava kabarcıkları yüzeye ilerledikçe köpüklenme eğilimi görülür. Eğer köpük hidrolik devre içerisine girerse devrenin verimliliği ciddi şekilde düşer çünkü köpük hidrolik sıvı olarak etkisizdir. Buna ek olarak sistem parçaları da hasarlanabilir çünkü köpük sürekli bir yağ filmine oranla çok daha az etkili bir yağlayıcıdır. Aşırı miktarda köpüklenme ayrıca rezervuardan hidrolik sıvı kaybına da neden olur. Bu nedenle bir hidrolik sıvıda iyi köpük-önleyici özellikler olması istenir. Eğer gerekirse köpük oluşumunu önlemek maksadıyla köpük-önleyici katıklar katılabilir. Köpük-önleyici katıklar havanın uzaklaştırma hızını düşürebilirler bu nedenle doğru tipte ve miktarda katık seçmek çok önemlidir. Köpüklenme özelliklerinin incelendiği standart test IP 146 / ASTM D 892 dir. [3] Bu testte 24 0 C deki bir yağ numunesine 5 dakika boyunca sabit hızda hava üflenir. Ölçülen köpük miktarı Köpürmeye Yatkınlık olarak raporlanır. Köpük 10 dakika boyunca yokolması için bekletilir ve daha sonar hacmi ölçülür ve Köpüğün Kalıcılığı adını alır. Test ikinci bir numuneye C de tekrarlanır ve köpük daha sonar 24 0 C de yokolması için bekletilir. 5. HİDROLİK SIVILAR ve SİSTEMİN KORUNMASI Güç aktarımı yeteneklerinin yanısıra mineral yağlar aşağıdaki nedenlerden ötürü hidrolik sistemler için ideal sıvılardır: YAĞLAMA: Devre içerisindeki hareketli parçaları yağlarlar: pompalar, motorlar, valfler; bu ise uygun akış karakteristiklerine ve aşınma önleyici özelliklere sahip bir yağ gerektirir. SOĞUTMA: Sistemde oluşan ısıyı dağıtır; burada viskozite önemli bir kriterdir; KORUMA: Sistemi korozyondan korur, pompalar, motorlar ve valfler gibi hareketli parçaları aşınmadan korur Viskosite Sistemin yağlanması gözönünde bulundurulduğunda bir hidrolik yağın en önemli özelliği onun viskozitesidir. Yağın viskozitesi aşağıdakileri karşılayacak kadar yüksek olmalıdır: [2] 1. Sistem parçalarını, özellikle pompayı yağlayacak verimde olmalıdır, 2. Pompaların, motorların ve valflerin çalışma toleransları arasından sızıntıyı engelleyecek şekilde etkili sızdırmazlık elemanı olmalıdır. Yağın viskozitesi : 1. Hidrolik devre içerisinde serbestçe akacak kadar 2. Etkili bir soğutma sağlayacak kadar düşük olmalıdır. Pratikte sistem pompasını yeterince yağlayabilecek kadar düşük viskozitede bir yağın seçimi, uygun bir emniyet aralığı bırakılarak yapılır Viskosite ve Sıcaklık Viskozitenin sıcaklık ve basınçla değişmesi nedeniyle bir hidrolik sıvının viskozitesi ile ilgili gereksinimler karmaşıklaşır. Sıcaklıkla bir yağın viskozitesindeki değişim, yağın Viskozite İndeksine bağlıdır. Yüksek viskozite indeksli bir yağ sıcaklığın yükselmesi ile daha düşük viskozite indeksli bir sıvıya göre viskozitesinde daha az bir değişim gösterir. (Şekil 4.)

142 139 Bir sıvının viskozite indeksi sıvının kullanıldığı hidrolik sistemin çalışma sıcaklığı aralığı gözönünde bulundurularak yeterince yüksek seçilmelidir. Sıvı en yüksek çalışma sıcaklıklarında dahi yağlama özelliğini yerine getirirken, en düşük çalışma sıcaklıklarında da rahatça akabilmeli ve soğukta özellikle ilk çalışmalarda zorluk çıkarmamalıdır. Birçok sıvı 100 civarında viskozite indeksine sahiptir, fakat çok büyük çalışma sıcaklığı değişimlerinin yaşandığı havacılık gibi alanlarda 150 ve daha üzerinde viskozite indekslerine ihtiyaç duyulur. Hidrolik yağlarda viskozite indeksi arttırıcılar katık olarak kullanılabilir. Bunlar dikkatlice seçilmelidir, çünkü yağın fiziksel kararlılığını etkileyebilirler Akma Noktası Akma noktası bir mineral yağın aktığı en düşük sıcaklıktır. Çoğu mineral yağda bir miktar çözünmüş wax bulunur. Yağ soğutulurken wax katı kristal bir yapı oluşturarak kalan sıvının akmasını önler. Bir hidrolik sıvının çalışması beklenen sıcaklıktan en az 10 0 C daha düşük bir akma noktası olmalıdır. Mineral yağlara akma noktası düşürücü katıklar ilave edilebilir Viskosite ve Basınç Basınçta bir artış viskozitede bir artışa yol açar. Tipik bir mineral yağın viskozitesi basıncı atmosferik basınçtan 350 bar a çıkarıldığında iki kat artar. Birçok endüstriyel sistemin çalıştığı bağıl olarak daha düşük basınçlarda viskozite üzerinde basıncın etkisi belirgin değildir. Bununla birlikte, özel hidrolik ekipmanlar; Örnek: ekstrüzyon ekipmanları gibi, o kadar yüksek basınçlar üretirler ki bu makinalarda mineral yağlar kullanılamaz. Bunun yerine özel sentetik yağlar kullanılabilir. Şekil 4. Sıcaklığın viskozite üzerindeki etkisi 5.4. Aşınmayı Önleyici Özellikler Yük taşıma kapasitelerini arttırmak üzere birçok mineral yağın formülasyonlarında aşınma önleyici katıklar bulunmaktadır.

143 140 Çinko tipi katıklar yüksek sıcaklıklarda metal yüzeylerin birbirine sürtünmesini koruyucu bir film tabakası oluşturarak engellerler. (Şekil 5.) EP (Aşırı basınç) katıkları yüksek sıcaklıklarda metal yüzeylerle kimyasal reaksiyona girerek kolayca parçalanan ve yağlayıcı görevi gören bir film oluştururlar. Aşınma önleyici ve EP katıkları özellikle kanatlı pompalarda kanat uçlarının yüksek hızlarda ve ağır yüklerde pompa gövdesine ters yönde hareket ettikleri durumda aşınmanın azaltılmasında büyük önem taşırlar. Bu katıklar aynı zamanda dişli ve pistonlu pompaların çalışma ömürlerini uzatmak ve aşınmayı azaltmak için de faydalıdırlar. Bir hidrolik yağın aşınmayı önleyici özellikleri Vickers V104C Kanatlı Pompa Testi (IP 218) ile belirlenir. [3] Bu testte sıvının performansı pompanın belirli koşullarda çalıştırılması ve daha sonra segmanı ve kanatlarında meydana gelen ağırlık kaybının ölçülmesi ile değerlendirilir. Standart testte pompa 140 bar da ve 70 0 C sıcaklıkta 250 saat çalıştırılır. İyi bir hidrolik yağda toplam ağırlık kaybı 20 mg.dan fazla olmaz. Düşük Yük Testinde pompa 70 0 C sıcaklıkta 35 bar da 250 saat boyunca çalıştırılır. Bu test düşük yüklerde ne oranda aşınma önleyici performansına ihtiyaç duyulduğunu hesaba katar. Sıcak Deney Tesisatı (Hot Rig) Testinde pompa 1000 saat 140 bar da ve C de çalıştırılır. Bu çok zorlu bir testtir ve pompayı çalışma esnasında görülen şartların dahi ötesinde test eder. Aşınma Önleyici Katıklar Nasıl Çalışırlar? Şekil 5. Basınç altında katığın metal yüzey ile reaksiyonu sonucunda yüzeyde oluşan demir sülfit Hidrolik yağların diğer pompalarda diğer şartlar altında performanslarını test etmek üzere bir dizi test daha geliştirilmiştir; Vickers 35VQ25 Pompa Testi; Bu zorlu test aday yağın seyyar uygulamalarda uygulamanın pompanın belirtilen kapasitesinin % 80 ini aştığı durumlarda yeterli koruma yapıp yapmadığını kontrol etmeye yarar. [3] Commercial Incorporated PM500 Axial Piston Pump Test; Sarı metaller bulunan pompalarda hidrolik yağın performansını gözlemler. Pompada Müller pirincinde ağır yüklü çeliğin çalışması esnasında aşınma korumasını değerlendirir. Amsler Deney Tesisatı Testi; yeni hidrolik sıvıların geliştirilmesinde kullanılır ve hidrolik pompalarda bulunan birçok sayıda metalin kontakt kombinasyonlarına gore aşınmayı değerlendirir. FZG Four Square Dişli Yağı Testi de ayrıca hidrolik sıvıların aşınmayı önleyici özelliklerini değerlendirmek üzere kullanılır.

144 Korozyon Önleyici Özellikler Temiz düz mineral yağlar korozyona karşı koruma özelliğine sahiptir. Buna karşın, içlerine su karıştığında ya da yağın bozulan partikülleri ile karşılaştıklarında korozyona yolaçarlar. Bu nedenle yüksek performanslı hidrolik yağlar korozyon inhibitörleri içererek korozyona engel olurlar. Bir hidrolik yağın demir içeren metallerde korozyona yolaçabilirliği IP 135 / ASTM D 665 standart testi ile değerlendirilir. Bu testte bir çelik numune 300 ml.lik bir test yağı ve 30 ml.lik saf su ya da deniz suyuna batırılır ve 60 0 C de 24 saat bekletilir. Bu süre sonunda numunenin üzerinde pas izleri aranır ya da oluşan pasın derecesi ölçülür. Demir içermeyen metallere karşı bir yağın korozif özelliğini ölçen test Bakır Korozyon Testidir (IP 154 / ASTM D 130). Bu testte parlatılmış bir bakır şerit test yağına batırılır ve belli bir sıcaklıkta tutulur. Belirli süre sonunda şerit çıkartılır ve standart korozyona uğratılmış şeritlerle karşılaştırılır. Korozyona Yatkınlığın Değerlendirilmesi Şekil 6. Çelik Numuneler Üzerinde Değişik Paslanma Dereceleri 5.6. Sızdırmazlık ve Conta Uyumluluğu Conta Uyumluluğunun Değerlendirilmesi Lastik halka contaların iç çaplarının ölçümünde kullanılan ölçüm cihazı Değişik sıvılara batırıldıktan sonra, orijinalde aynı olan O-ringler değişik çaplara sahip olmuşlardır. Şekil 7. Contalarda Hidrolik Yağlarla Uyumluluğun Kontrolü

145 142 Bir hidrolik sıvı pompalarda, valflerde ve motorlarda iyi bir sızdırmazlık sağlayacak kadar viskoz olmalıdır. Bu şekilde sızıntıyı minimize edecektir ve bu parçaların verimli şekilde çalışmalarını sağlayacaktır. Aynı zamanda hidrolik sıvı sistemde kullanılan malzemelerle özellikle de contalarla da uyumlu olmalıdır. Contalarla uyumluluk yağın içerisine bir nitril lastik halkanın batırılması ve C de 24 saat bekletilmesiyle belirlenebilir. Contanın iç çapı testten önce ve sonra ölçülür ve Conta Uyumluluk İndeksi olarak belirtilir. (Şekil 7.) 5.7. Çalışma Esnasında Hidrolik Sıvılar Hidrolik sıvılar çalışma esnasında istenilenleri karşılamak için aşağıdaki özelliklere sahip olmalıdırlar: 1. Termal olarak kararlı olmalıdırlar aksi taktirde yüksek sıcaklıklarda özelliklerini kaybederler; 2. Oksidasyona karşı dayanıklı olmalıdırlar; bir hidrolik yağın çalışma ömrü yağın oksidasyona karşı dayanım gösterip bozulmamasına bağlıdır. 3. İyi, sudan ayrılma özelliklerine sahip olmalıdır; böylelikle suyla karışması engellenir; 4. İyi, filtre edilebilir olmalıdır; bu şekilde küçük parçacıklar kolaylıkla temizlenebilir Termal Kararlılık Birçok hidrolik sistem yüksek sıcaklıklarda çalışmaya göre dizayn edilmişlerdir. Bu şekilde yüksek sıcaklıklarda çalışan sistemlerdeki sıvılar sıcaklık ile bozulmaya karşı dirençli olmalıdırlar. Bir yağ termal olarak bozulduğunda uygun şekilde yağlama özelliği ortadan kaybolur ve yağın bozulması ile ortaya çıkan parçacıklar çamur oluşumunu hızlandırır ve metal olan ve olmayan tüm parçaların paslanmasına yolaçar. Bir yağın termal kararlılığı C de içinde çelik ve bakır çubuklar tutarak anlaşılır. 7 gün sonunda metal çubuklardaki ağırlık değişiklikleri not edilir ve yağ numunesindeki çamur kaydedilir Oksidasyona Dayanıklılık Mineral yağların okside olması çamur oluşumuna yolaçar; bu da valfler ve filtrelerde tıkanmaya sebep olur, korozyona ve lak oluşumuna yolaçar. Birçok hidrolik sistemde bulunan yüksek sıcaklıklar ve basınç oksidasyona sebep olur. Hidrolik yağlarda kirleticilerin; Örnek: su ve metal parçaların bulunması oksidasyonu körükler, çünkü bunlar mineral yağların özelliklerinin bozulmalarına yolaçan reaksiyonları tetiklerler. Hidrolik yağlar oksidasyona karşı dirençli olmalıdırlar, bu nedenle normalde oksidasyonu engellemek ve çalışma ömrünü uzatmak için içlerinde oksidasyon önleyici katıklar bulunur. Oksidasyona dayanıklılık Türbin Yağı Kararlılık Testi (TOST) ile ölçülür. Bu testte normal hidrolik sistemlerden daha ağır koşullar bulunur. Bununla birlikte testte bir hidrolik yağı en fazla bozan faktörler gözönünde bulundurulur. Testte 300 ml.lik yağ numunesi ve 60 ml.lik su bir tüpe bakır ve çelik sarımlarla (katalizör görevi görürler) birlikte konur. Tüp 95 0 C ye ısıtılır ve oksijen kontrollü bir hızda sıvının içerisine kabarcık halinde verilir. Çözeltinin asiditesi sürekli olarak gözetlenir. Yağın 2 mg. KOH/gr nötralizasyon numarasına ulaşması için geçen zaman TOST ömrü olarak belirlenir. Buna ek olarak numune 1000 saat sonrasında çökelti oluşumu açısından veya yağda, suda, bakır ve çelikte görünümdeki değişiklikler açısından kontrol edilir.

146 Sudan Ayrılma Hidrolik yağlar genellikle su ile kirlenirler, bunun nedeni suyun, sistem rezervuarında yağ boşalır ve dolarken yoğuşmasıdır. Suyun bu varlığı istenmez çünkü pompalar, valfler ve yataklarda korozyona neden olur. Aynı zamanda yağın yağlama özelliklerini belirgin şekilde etkiler. Bir çok hidrolik sistemin çalıştığı bağıl olarak düşük sıcaklıklarda (< 60 C) su yağdan buharlaşmaz. Bu nedenle hidrolik yağ suyu hızlı şekilde uzaklaştırma yeteneğine yani iyi sudan ayrılma özelliklerine sahip olmalıdır. Kirlenmemiş yağ daha sonra yeniden sirküle ettirilebilir. Saf mineral yağlar suyu hızlı şekilde uzaklaştırırlar fakat bu mükemmel suyu uzaklaştırma özelliği pas, kir ve yağın bozulma ürünleri ile ters olarak etkilenir. Belli katıklar örneğin dispersanlar ve deterjanlar sudan ayrılmayı zorlaştırabilir. Bir yağın sudan ayrılma karakteristiklerinin değerlendirildiği standart test ASTM D 1401 dir. Bu testte 40 ml.lik bir yağ numunesi 40 ml. saf su ile 5 dk 50 C deki bir silindir içerisinde karıştırılır. Bu emülsiyonun ayrışması için geçen zaman kaydedilir. Eğer tam ayrışma 1 saat sonunda gerçekleşmezse yağ, su ve kalan emülsiyon hacimleri kaydedilir Filtre Edilebilirlik Hidrolik sistemlerde çıkan problemlerin önemli bir sebebi hidrolik sıvının kirlenmesidir. Bu nedenle bir çok hidrolik sistemde katı kirleticileri uzaklaştırmak için filtreler kullanılır. Bir hidrolik sıvı, filtreleri tıkamadan onlar içerisinden serbestçe geçmelidir. Bu sırada bünyesinde bulunan katı partiküllerin de tutulmasına olanak vermelidir. Shell filtrelenebilme için bir test geliştirmiştir. Bu testte 300 ml.lik bir hidrolik yağ numunesi 1,2µm.lik bir membranlı filtreden bir vakumlu şişenin içerisine geçme zamanı ölçülür. Üç değişik numune ile ölçüm yapılır: Düz hidrolik yağ, hidrolik yağ ve % 0,1 su karışımı ve hidrolik yağ ile 30 ppm.( parts per million) kalsiyum içeren % 0,1 su karışımı. Test öncesinde herbir numune karıştırılır, 70 C ye ısıtılır ve 4 gün boyunca herhangi bir reaksiyonun oluşması için bekletilir. Daha sonra numuneler 2 gün boyunca soğutularak herhangi bir artık oluşumuna filtreleme yapılmadan once izin verilir. 6. HİDROLİK SİSTEMLERİN SEÇİMİ 6.1. Seçimi Etkileyen Faktörler 1. Ekipman, 2. Çevre, 3. Sağlık ve Güvenlik Ana Kavramlar Bir hidrolik sıvının seçimini etkileyen ana faktörler: 1. Kullanılacak ekipmanın karakteri, 2. Ekipmanın kullanılacağı çevre, 3. Sağlık ve güvenlik kavramlarıdır Ekipman ve Viskosite Seçimi Hidrolik ekipman üreticileri normalde kendi ekipmanlarında kullanmak için belirli bir viskozitede yağ tavsiye ederler.üreticilerin tavsiyeleri genellikle çok dar toleranslarda üretilmiş sistem pompaları ve valflerinin gereksinmeleri ile kısıtlanmıştır.diğer sistem parçaları yağ seçiminde çok daha az etkiye sahiptir.çok ince bir yağ sızıntıya ve yetersiz yağlamaya yol açabilir;kalın olanı ise çok yüksek sıvı sürtünmesi yaratır ve pompaya zarar verir.

147 144 Normal sıcaklıklarda çalışan birçok endüstriyel sistemde pompalar ISO VG aralığında viskoziteye sahip yağa ihtiyaç duyar. [1] Pistonlu pompalar kanatlı pompalara oranla daha viskoz yağa, yüksek çalışma sıcaklıklarında çalışan dişli pompalar daha da kalın yağa ihtiyaç duyarlar. En çok kullanılan viskozite dereceleri ISO VG 32 ve 46 dır. Şekil 8 de ISO Viskozite Dereceleri verilmektedir Ekipman ve Diğer Faktörler Şekil 8. ISO viskozite dereceleri Daha önce bahsedildiği üzere, doğru viskozitedeki düz mineral yağlar bir hidrolik sıvıdan beklenen tüm görevleri yeterince gerçekleştiremezler. Uygun yağı seçerken, kullanıcı performans arttırıcı katıklar içeren yağın maliyetini ve avantajlarını gözönüne almalıdır. Modern hidrolik sistemlerde kullanılan çoğu yağ, oksidasyon ve korozyon inhibitörleri ve aşınma önleyici katıklar içerirler. Mineral hidrolik yağlara ilave edilebilecek diğer katıklar viskozite indeksi arttırıcılar, akma noktası depresantları, deterjanlar, dispersanlar ve sürtünme düzenleyicilerdir. Aşınma önleyici katıklar içeren bir yağın seçimi sistem pompasının konstrüksiyonu tarafından etkilenebilir. Gümüş kaplamalı ve belirli diğer demir içermeyen metal parçalara sahip pompalarda çinko içeren aşınma önleyici katıkların kullanılması uygun değildir Çevresel Faktörler Geniş bir sıcaklık aralığında çalışması beklenen hidrolik ekipmanlar yüksek viskozite indeksli bir sıvıya ihtiyaç duyarlar. Eğer ekipman çok soğuk bir çevrede çalışacaksa, örneğin bir buzhanede çalışan forklift uygulamasında, hidrolik sıvı aynı zamanda düşük bir akma noktasına sahip olmalıdır. Hidrolik ekipman çevresel olarak hassas bir alanda çalışıyorsa örneğin göl ve nehir kenarı ya da ormanda, sıvının sızıntı yapmaması için büyük dikkat gösterilir. Mümkünse doğada parçalanabilen hidrolik yağlar kullanılmalıdır.

148 VİSKOZİTE SEÇİM TABLOSUNUN KULLANIMI Bir sonraki sayfada verilen tablo viskozite ve çalışma sıcaklığının dikkate alınarak doğru derecedeki hidrolik yağın seçiminin yapılabilmesi için bir kılavuzdur. Tablo (Tablo 1) istenen viskozite limitleri ile birlikte uygulama için optimum viskozite aralığını tarif eder. Tabloyu kullanırken sistemin çalışma sıcaklık aralığı ilkin belirlenmiştir. Bu maksimum ve minimum viskozitelerin belirlenmesini sağlar. Daha sonra en uygun ISO VG yağı optimum viskoziteye en yakın ve istenen çalışma sıcaklık aralığı viskozite limitleri dahilinde olacak şekilde seçilir. ISO VG 32 yağ pek çok çalışma sıçaklığı aralıklarında optimum vizkozite limitleri içerisinde kalır ve en uygun yağ olarak gözükür. Tablo 1. ISO viskozite sınıfı yağ seçimi tablosu 8. ISO SINIFLANDIRMA SİSTEMİ Uluslararası Standartlar Organizasyonu ( ISO ) mineral hidrolik yağların sınıflandırılması için geniş kategoriler belirlemiştir. Bunlar biraz sonra göreceğimiz tabloda (Tablo 2.)gösterilmektedir. ISO kategorilerinin sadece tanımlamalar olduğuna ve belirli bir ürünün kalitesi hakkında hiçbir gösterge sağlamadığına dikkat etmek önemlidir. 8. EMNİYET KAVRAMLARI Mineral yağlar çelik tesisleri ve kömür madenleri gibi yangın tehlikesi olan yerlerde kullanılmaya uygun değildir. Bu durumlarda ateşe dayanıklı hidrolik yağlar kullanılır. Bu yağlar yangının başlamasına direnç gösterirler ve yayılmalarını baskı altına alırlar fakat yangını söndürmeleri şart değildir.[3] Yangına dirençli hidrolik yağlar ya su içerirler ya da yanmaz sentetik yağlardan yapılmışlardır. Yüksek sıcaklıklarda çok su içeren yangına dayanıklı yağlar uygun değildir. Genellikle mineral yağlara oranla daha zayıf yağlayıcılardır. Ateşe dayanıklı bir yağın hidrolik ekipmanda kullanımını düşünürken ekipman üreticisinin tavsiyelerini izlemek büyük önem taşır.

149 146 Tablo 2. Hidrolik yağların ISO viskozite sınıfları MİNERAL YAĞLARIN SINIFLANDIRILMASI ISO Sınıfları Kategori Açıklama Özellikler HH Düz mineral yağlar - katık içermezler Düşük maliyetli ürünlerdir. Kritik olmayan sistemlerde kullanımları uygundur. HL R&O tipi mineral yağlar HH yağlara göre kullanım ömürleri daha - anti oksidant ve pas önleyiciler uzundur. Aşınmaya karşı performansın içerirler istenmediği sistemler için uygundur. HM HL tipi yağlar gibidir Daha uzun kullanım ömrü ve aşınmaya karşı - aynı zamanda aşınma önleyici korumanın gerekli olduğu yerlerde kullanılırlar. katıklar içerirler Çoğunlukla hareketli ve endüstriyel sistemlerde kullanılırlar. HV Yüksek viskozite indeksli yağlar Çok aşırı sıcaklıklarla karşılaşılan veya sıcaklıkla birlikte viskozitede sadece küçük değişikliklere izin verilen yerlerde kullanılırlar. KAYNAKLAR [1] BANNISTER, K.E., Lubrication for Industry, Industrial Press Inc., 1996 [2] Canada National Research Council, A Strategy for Tribology in Canada Enhancing Reliability and efficiency Through the Reduction of Wear & Friction, NRC Ottawa, 1986 [3] Shell Product Sector Support Manual, 1994 ÖZGEÇMİŞ Ahmet K. GÜVEN 1953 de Konya da doğdu yılında girdiği İstanbul Üniversitesi Kimya Mühendisliği Fakültesi nden 1978 yılında Kimya Yüksek Mühendisi ünvanı ile mezun oldu. Daha sonra sırasıyla Petkim, Brisa ve Procter and Gamble da teknik adam olarak görev aldı de Shell ailesine katıldı yılından buyana Shell Teknik Şube Müdürlüğü görevini yürütmektedir. Shell Teknik Şubesi ndeki çalışmaları arasında sanayi firmalarının yağlar, gresler ve akaryakıtlar konusunda bilgilendirilmelerini sağlamak üzere ekibi ile birlikte katalog ve teknik yayınlar hazırlanması bulunmaktadır.

150 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 12 Hidrolik Yağlarının İki Büyük Düşmanı: Kirlilik ve Su İBRAHİM H. ÇAĞLAYAN VibraTek A.Ş.

151 149 HİDROLİK YAĞLARININ İKİ BÜYÜK DÜŞMANI: KİRLİLİK VE SU İbrahim H. ÇAĞLAYAN ÖZET Hidrolik yağlarında partikül kirliliği ve su, ciddi arızaların kaynağıdır. Kirlilik partikülleri ISO ve NAS standartları doğrultusunda, su ise milyonda kısım (ppm) veya yağ içinde %hacim olarak ifade edilir. Kirlilik ve su, hidrolik sistemlere birçok yolla karışır. Bu makalede kirliliğin ve suyun miktar olara tanımlanması, kir ve suyun giriş yolları ve engelleme yöntemleri tartışılmaktadır. 1. GİRİŞ Aslında kirlilik ve su hidrolik yağların olduğundan daha fazla, bu hidrolik yağını kullanan makinanın veya sistemin en büyük iki düşmanıdır. Çünkü çok hassas denegeler üzerine kurulu hidrolik sistemlerde kaçaklar, tıkanmalar ve köpüklenmeler sistemin iyi ve sorunsuz çalışmasını engeller. Pahalı hidrolik devre elemanlarının arızaları ve pahalı üretim duruşları, kolayca fakat prensipli çalışma ile engellenebilecek kirlilik ve su girişi ile en aza çekilebilir. Fakat önce kirliliğin ve suyun tanımlanması gereklidir. Yapılacak kirlilik önleme çalışmaları ile işletmenin veriminde ciddi sıçramalar sağlamak mümkündür. Ancak, bu durumun gerçekleşmesi işletmenin yağ durumunun iyi anlaşılması, problem kaynaklarının tanımlanması, bu sorun kaynaklarını giderecek teknolojilerin bilinmesi ve uygulanması ile mümkündür. Bu bildirinin amacı, bu konuda sınırlı süre ve yer içinde kısa pratik bilgiler sunmaktır. 2. HİDROLİK YAĞLARINDA KİRLİLİĞİN VE SUYUN ÖNEMİ 2.1. Katı Partikül Kirliliği: Yağlarda kirlilik konusu sanayi genelinde maalesef yanlış anlaşılmaktadır. Rengi koyulaşmış yağlara kirli denilebildiği gibi, çoğu kez başparmakla işaret parmağı arasına alınan bir miktar yağda parmakla hissedilebilen parçacıklar kirlilik ölçütü olarak alınmaktadır. Oysa, her iki yaklaşım da bir miktar gerçeklik payı taşımakla beraber kesinlikle yeterli olmayıp, bilakis yanıltıcı bile olabilir. Triboloji biliminin en zarar verici kirlilik olarak değerlendirdi-ği partiküllerin büyüklüğünün, yağ filminin kalınlığı kadar büyüklükteki partiküllerdir olduğu düşünülürse, ki endüstri genelinde bu değer 10 mikron civarındadır, o zaman gözün göremediği elin hissedemediği bakteri/virus gibi bir dünya ile karşıya olduğumuz anlaşılır. Kirlilik katı maddeler şeklinde olabileceği gibi, köpürme ile yağa hapsolunan gaz veya yağa karışan su gibi sıvı maddeler ve hatta, reçineleşme sonucu ortaya çıkan yumuşak yapıda malzemeler de olabilir.

152 150 5 µm 100 mikron boyutundaki partikül sürgü ile çeper arasına giremez 5 mikron boyutundaki partikül sürgü aralığındaki yağ filmine girer ve tahribat yapar Şekil 1. Valflerde kirlilik partikülü boyutu Nereden girerse girsin, kirlilik yağlarda istenmeyen bir unsurdur ve aşağıdaki zararları dokunur: a. yağın ömrünü oksitlenme ve viskozite değişmesi sonucu yağın ömrünü azaltır, b. bu yağı kullanan makinanın elemanlarının ömrünü, dolayısıyla, makinanın ömrünü azaltır, c. arızalara neden olarak istenmeyen duruşlar yapılmasına neden olur, d. meydana gelen kaçaklar sonunda sızıntılara neden olur. Bazı katı partikül kirliliği yaratan maddeleri ve bunların özelliklerini gösteren bir tablo aşağıdadır: Tablo 1. Katı kirlilik partiküllerinin özellikleri Mohs skalasında 10 elmas, 1 insan tırnağı tarafından çizilebilecek sertlik anlamındadır Partikül tipi Kaynağı Özgül Ağırlık Aralığı Mohs Sertlik Mikroskopta Görünüm Talaş ve kıymık İmalat ve/veya Bakımdan Atmosferden Kıvrık ve spiral Talaş tozu İmalat ve/veya Bakımdan, Atmosferden Kıvrık, parçacık Ortam tozu İmalat ve/veya Bakımdan, Atmosferden Parçacık, pullu Kömür tozu Atmosferden Parlak kırmızı pul Cevher tozu Atmosferden Değişik Değişik Köşeli düzensiz Ağaç fiberi Atmosferden İpliksi Dökümhane tozu Atmosferden Silika, sert köşeli, camsı Aluminyum oksit İmalat ve/veya Bakımdan, Atmosferden, Makinada üretilir - 9 Kristalli, renksiz İmalat ve/veya Bakımdan, Kırmızı demir Atmosferden, oksitler (pas) Makinada üretilen Kırmızı turuncu kristaller Siyah demir oksitler (magnetit) İmalat ve/veya Bakımdan, Atmosferden, Makinada üretilir Siyah/lacivert parçacıklar Bakır oksitler İmalat ve/veya Bakımdan, Makinada üretilir Küçük, şekilsiz Takım çeliği İmalat ve/veya Bakımdan, Makinada üretilir Değişik şekiller Dövme çelik İmalat ve/veya Bakımdan, Makinada üretilir Değişik şekiller Bakır alaşımları İmalat ve/veya Bakımdan, Makinada üretilir Değişik şekiller Aluminyum İmalat ve/veya Bakımdan, alaşımları Makinada üretilir Değişik şekiller Beyazmetal Makinada üretilir Değişik şekiller, gri Kurum Makinada üretilir Camsı siyah

153 151 Şekil 2a. Hidrolik yağda yoğun kirlilik partikülleri Şekil 2b. Bir hidrolik pompa yağ numunesinde ferro parçacıklar manyetik alana tutulunca sıraya dizilmişler Şekil 2c. Bir jet motoru yağında toz silika parçacıkları ve kazıma aşındırma sonunda ürettikleri kıymıklar Kirliliği tanımlamak için birçok standart kullanılmaktadır; ancak, bunların en popüler olan iki tanesinden birisi bir Amerikan standardı olan NAS ve uluslararası standart olan ISO4406 standardıdır. NAS standardı kirlilik seviyesini 1ila12 arasında rakamlarla ifade ederken, ISO ila 30 arasında rakamlarla ifade eder. Bu nedenle, ISO çok daha hassas bir standarttır. Ancak, NAS daha eski bir sistem olduğu için birçok sanayi kolunda kullanılmaya devam etmektedir. Kirlilik sayımında kullanılan ISO4406 standardını ifade eden R Ranj Sayısı 1-30 arasındaki sayılarla değişir ve 100 ml yağ numunesinde bulunan partikül sayısı arasında ~2 R şeklinde bir bağlantı vardır. Örneğin R=4, 100 ml yağda 2 4 = 16, 2 16 = 65,536 alınan yaklaşık rakam 64,000 bulunur. Buna bağlı olarak aşağıdaki ISO4406 tablosu oluşturulur. Bu tablo genellikle sadece R=24 e kadar hazırlanır zira bunun üzerinde kirliliği ölçebilecek bir cihaz olmadığı gibi, bundan daha kirli bir yağı ölçmenin de pek bir mantığı yoktur. Ayrıca, R sayısında ifade edilen partikül sayıları da genellikle 100 ml değil, 1 ml için verilir. Aşağıdaki tablo buna göre düzenlenmiştir. Tablo 2. ISO4406 Ranj Sayısı ve ifade ettiği 1 ml de partikül sayıları R 1 ml yağ numunesinde bulunan partikül sayısı Ranj sayısı Alt Limit Üst Limit 24 80, , ,000 80, ,000 40, ,000 20, ,000 10, ,500 5, ,300 2, , ISO4406 standardı >5 µm ve >15 µm partiküllerin 1 ml. deki miktarını ifade edecek şekilde yazılan iki rakamla, örneğin 19/14 olarak ifade edilirdi. Ancak, yeni çıkan standart yenilemesine göre >2 µm, >5µm ve >15 µm ifade eden üç R kodu ile tanımlanmaktadır, örneğin 21/19/14 gibi. Buna göre, bu yağın 1 ml sinde 2 µm partiküllerden 10,000-20,000 arasında, 5µm partiküllerden 2,500 5,000 arasında ve 15 µm partiküllerden ise adet arasında vardır.

154 152 NAS1638 standardı 1964 de ihdas edilmiş olup, ISO standardından daha kaba bir ölçektir ve ISO ile tam örtüşmez. O nedenle, NAS1638 standardında tek rakamla ifade edilen bir aralık ISO standardında iki ayrı rakamla ifade edilebilir. Bir de NAS belli bir boyut için, ISO ise yukarıda görüldüğü gibi iki ve şimdi üç ayrı boyutun adedini vererek daha sağlıklı bir ölçüt sağlamaktadır. NAS standardı 5 µm ve 15 µm partiküller için aşağıdaki tabloda gösterilmiştir. Tablo 3. NAS1638 kirlilik kodu ve ISO4406 ile karşılaştırması NAS1638 > 5µm > 15 µm ISO ,000 80,000 26/23-320,000 80,000 25/23-80,000 10,000 23/ ,000 2,500 21/18-10,000 2,500 20/ ,000 1,300 20/17-10, / , /16 9 2, /15 8 1, / / / / / / /9 Daha detaylı bilgi [1] ve [2] de bulunabilir. Ayrıca, referans [2] de sürekli kirlilik sayımı ve filtrasyon yapılan ve bunun sonucunda hidrolik sistem arızalarında ve yağ sarfiyatında azalma sağlanan bir işletmede elde edilen tecrübeler detayladırılmaktadır. Yağlarda kirlilik miktarını ölçen cihazlar vardır. Bu cihazlarla ilgili bazı detaylı bilgiler [1]de sunulmuştur. Bu cihazlar genellikle 15,000USD ve daha yukarı fiyatlarla satılmaktadır. Yağda kirliliğin objektif olarak tanımlanması için bu cihazların kullanılması tavsiye edilir; ancak, fiyatların yüksek olması nedeniyle dışarıdan bu hizmeti almak mümkündür. Sonuç olarak: kullanılan yağların kirliliğinin bilinmesi ve ona göre hareket edilmesi şarttır. Yağda kirliliği anlamanın bir diğer fakat objektif olmayan bir yolu da, filtre testidir. Bu testte, belli mikronajdaki kağıt bir filtreden belli bir miktar yağ geçirilir ve filtrenin renk değişimi izlenir. Bu konu ile ilgili karşılaştırmalı görüntü tabloları da hazırlanırsa, o zaman yağın kirliliği hakkında bağıl bir fikir edinmek mümkün olabilir. Her ne kadar partikül sayımı yerini tutmasa da, bu yöntem en azından bir fikir verebilir. FİLTRE ISO Kir/yıl (kg) Bağıl Ömür 25 µm nominal 21/ µm nominal 19/ µm absolüt 16/ µm absolüt 14/ µm absolüt 12/ Şekil 2. Filtre mikronajı ile makina bağıl ömrü ilişkisi

155 Su: Aslında bir sıvı kirlilik olan su ileride anlatılacak yollarla yağa karışır ve aşağıdaki zararlara neden olur: a. Temas ettiği metal yüzeyleri paslandırır ve korozyona uğratır b. Buz kristalleri oluştuğunda valfleri kilitleyebilir c. Katı partiküllerin aşındırma hızını arttırır d. Valfler çok daha hızlı çamurlaşma ile kilitlenir e. Filtre ömrünü azaltır f. Rulman ve kaymalı yatak ömrünü azaltır g. Viskoziteyi düşürür Su miktarı ppm (parts per million-milyonda kısım olarak) veya %v/v (hacmin yüzdesi) olarak ifade edilir. Kaymalı yataklarda özellikle su ciddi tehlike yaratır. Yağ filminin incelme sonucu yırtılması ile metal metale temas başlar ve aşınma hızlı seyreder. (Şekil 2) % Su Oranı - Bağıl Aşınma Oranı Kaymalı Yatak Bağıl Yatak Aşınması ,5 5 7, , , , ,5 30 0% 1% 2% 5% Linear (0%) Linear (1%) Log. (5%) Log. (2%) Test Süresi (dakika) Şekil 2. Kaymalı Yataklarda suya bağlı olarak bağıl yatak aşınması 3. HİDROLİK YAĞLARINDA KİRLİLİĞİN VE SUYUN KAYNAĞI Yağlar, hem su hem de kirlilik partikülleri için bir mıknatıs gibidir; kendisine zararlı bu iki elemanı üzerine çekmeye çalışır. Higroskopik yani suyu kendine çeken bir madde olan sıvı yağlar, havada uçuşan kirlilik partiküllerini de aynı oranda kendilerine cezbederler. O nedenle, bu iki zararlı unsurdan yağları korumak, ayrıca bir gayret gerektirmektedir. Yağa karışan kirlilik genellikle gözle görülmez; gözle görülen kirlilik de önemli zarar verici partiküller değildir. (bunlar, çalışma sonucu ufalandıklarında daha tehlikeli olurlar.) İnsan gözü 40 mikronun altını görmez. Oysa özellikle hidrolik devre elemanları, örneğin servovalflerde sürgü-muhafaza açıklığı mikron arasındadır. Bu nedenle, servovalfler için en tehlikeli partiküller boyutu 2-10 mikron arasında olanlardır.

156 154 Hidrolik yağlarına kirlilik ve su birkaç şekilde girebilir: 1. Yağ üretiminde, tankerle nakil sırasında, depolanmasında üretici tarafından harmanlanmasında ve/veya varillerden Yaptığımız ölçümlerde, değişik firmaların ürünü olan hidrolik yağ örneklerinin hepsinin bir hidrolik devrede kullanılamayacak kadar kirli olduğunu bulduk. Türkiye de madeni yağ üretimi sadece Tüpraş Aliağa Rafinerisi nde yapılmaktadır. Bu rafineride üretim sırasında wax ı yağdan ayırmak için döner vakumlu filtrasyon yapılmakta ve üretilen madeni yağ depolanmaya gönderilirken de üretim sonrasında yağa karışmış olabilecek kirlilikleri alabilmek için kağıt filtre ile süzme yapılmaktadır. Ancak, debiyi düşürmemek için bu filtre ince bir filtre olarak seçilmez. Amacı kaba talaş, kir vs yi almaktır. Tankerle taşımada, tankın içinin herhangi bir özel temizleme işlemi olmadığı gibi, yolculuk sırasında ortamın sıcaklık değişimi ve tozuna maruz kalan tank kapakları ne kadar iyi sıkılırsa sıkılsın nefes alarak atmosferik nemi ve mikron boyutlu toz partiküllerini içeri alır. Depolanılarak bekletilen yağlarda toz partikülleri büyük ölçüde çökerek yağdan ayrılabilir ancak, ebatları küçük partiküller yerçekimini reddedercesine yağda asılı kalabilirler. Yağ varillerinden kirlilik karışması da söz konusudur. Türkiye de varil üretimi hali hazırda 3 firma tarafından yapılmaktadır. Bu firmaların hiçbirinde varilin üretim sonrasında yıkanması işlemi yoktur. Varil üretiminde herhangi bir temizleme işlemi olmayıp üretim sırasında kaynak çapağı vs nin kalmaması için azami gayret gösterilmektedir. Kabul edilmelidir ki, kaba bir filtreleme ve dinlendirmenin ötesinde baz yağ üreticisi ve yağ üreticisi (harmanlayıcısı) tarafından hidrolik yağlarda bulunması gereken nitelikte filtrasyon yapılarak satış yapılması, maliyeti ciddi şekilde yükseltecek bir unsurdur ve bu nedenle, dünyada genel eğilim, bu hizmetin baz ve harmanlanmış yağ üreticisinden beklenmemesi, yağın kullanılmadan evvel makina haznesine boşaltılması sırasında filtre edilerek dolum yapılması yönündedir. 2. Yağ varildeyken nefes alma yoluyla Tüm yağ varilleri gövde boyunca kaynak dikişi ve kapaklarda presleme kıvırma yoluyla imal edilirler. Böylece, özellikle kapak dış etkenlere açık zayıf noktadır. Kaynak dikişinden herhangi bir madde geçişi olamaz ama alt ve üst kapaklar, sıcaklık değişimleri sonucu genleşme ve büzülmelere uğrarlar. Kapakla gövde kıvrılırken araya conta vazifesi görecek bir malzeme de sürülerek kıvırma öyle yapılır. Ancak, gece ile gündüz arasında farkın yüksek olduğu bölge ve mevsimlerde, gündüz sıcaklık yoluyla genleşen varil, gece soğuyunca ek yerlerinden ve özellikle de boşaltma ve nefes alma tapalarından içeri nem alır ve gün boyu ısınan varil içi atmosferindeki nem, gece soğumasıyla varil iç çeperinde yoğuşarak damlacıklar halinde yağa karışır. Aynı şekilde, yağ varilinin depolandığı ortamda havada asılı bulunan veya rüzgarla sürüklenen toz zerrecikleri kapaktan sızabilir ve kirlilik bu şekilde de varile girmiş olur. Varil üreticileri de belli sızdırmazlık testlerinden (2.5 Bar hidrolik basınç ve 0.3 Bar sızdırmazlık testi) geçirdikleri varilleri ayrıca bir temizlik işlemine tabi tutmaları maliyetleri arttıracaktır. O nedenle, en ekonomik ve doğru çözüm yine kullanıcının gerekli temizlik önlemlerini alması yönündedir. 3. Su soğutmalı veya suyla temas imkanı olan sistemlerde delinme sonucu Özellikle, eşanjör soğutmalı sistemlerde istenmeyen bir şekilde eşanjörde meydana gelen bir delinme ile çevirilmekte olan yağa su karışabilir. (Açık çalışan yağlama yağlarında yağın direkt olarak ortamdan nem kapması da söz konusudur.)

157 155 Aynı şekilde buharlı ortamda çalışan yağlarda da yoğuşma şeklinde yağa su karıştığı görülmektedir. 4. Kaçaklardan hava girişi ile ve iyi izole edilmemiş yağ tankı kapaklarından Hidrolik devrelerde zaman zaman görülen kaçaklardan yağ sızıntısı olması kaçınılmazdır. Birçok işletmede yağ tankı kapakları iyi contalanmamış, iyi contalanmış olanlarında ise bazen açık unutulduğu görülmektedir. Bu durum, yağ israfı ve çalışma ortamının her açıdan tehlike ve görüntü bozukluğu ISO9000, QS9000 ve özellikle ISO14000 kalite belgesi almış ve almaya çalışan kuruluşlar ve tabii ki aslında tüm sanayi kuruluşları için ciddiyetle ele alınması gereken bir husustur. Yağın kaçtığı noktada yağın yerini içinde nem ve kirlilik de içeren atmosferik hava almaktadır. Bu hidrolik yağlarına kirlilik ve nem girişine neden olduğu gibi bu tip yağlar için kabul edilmez bir durum olan köpüklenmeyi de körüklemektedir. 5. Çalışma sonucu üretilen kirlilik Hidrolik sistemlerde özellikle kirlilik pompalarda üretilir. O nedenle, hidrolik sistem pompalarında kaliteli pompa kullanmak gerekir. Varsa, hidrolik pistonlarda da kirlilik üretilebilir; bu da genellikle sıyırma işlemi sırasında pistona yapışan kirlilik partiküllerinin sıyırıcı lastikleri ve nihayetinde piston yüzeylerini aşındırması ile ortaya çıkar. Hidrolik yağlarında kirliliğin ve suyun giderilmesi Hidrolik yağlarında olması gereken ISO kirlilik seviyeleri aşağıdaki tabloda önerildiği gibidir. Kabul edilmelidir ki, böyle bir tablo bilimsel verilere dayanmaktan uzak olup tecrübeyle elde edilmiş olan empirik bilgilere dayanmaktadır. Bu nedenle, bu tablo iyi bir başlangıç noktası olmalı, ondan sonra her kullanıcı kendi tecrübeleri ışığında buradaki seviyeleri rektifiye etmelidir. Tablo 4. Sistem tipine göre önerilen ISO kirlilik seviyeleri Sistem Tipi ISO kirlilik Yüksek basınçlı hidrolik sistem veya servovalfli sistemler 13/10 Duruşu kritik türbinler ve diğer döner makinalar 14/11 Orta yüksek basınçlı hidrolik sistemler 14/11 Orta kritiklikteki döner makinalar 15/12 Daha az kritik, değişken hızlı/yüklü döner makinalar 15/12 Kritik olmayan döner makinalar ve dizel motorlar 16/13 Dişli kutuları ve geri kalan diğer makinalar 17/14 5. KİRLİLİĞİ VE SU KARIŞMASINI GİDERMEK İÇİN NE YAPMALI? Bir işletmede yapılması gereken, işletmede Yağ Seferberliği başlatmaktır. Bu seferberliğin amacı: Kullanılan yağ miktarını azaltmak, Hidrolik devre elemanlarının ömrünü uzatmak, Hidrolik sistem arızalarını azaltmak olmalıdır. Bunun için aşağıdaki adımlar sırasıyla atılmalıdır:

158 156 İncelemeye alınacak tüm yağların olması gereken kirlilik seviyelerinin tesbit edilmesi gerekir. Bunun için yukarıdaki Tablo 4 ve literatürde bulunabilecek diğer benzer kriterlerle yola çıkılarak bir İşletme Yağ Kirliliği Bilançosu çıkarılmalıdır. Yukarıda bulunan seviyelere kademeli olarak ulaşmak için Kirlilik Hedefleri belirlenmelidir. [3] Eldeki mevcut Filtrasyon Sistemi Tablosu çıkarılmalıdır. Hangi yağda ne tip filtre kullanılmaktadır ve bu filtreler temizleme işleminde ne kadar başarılı olmaktadır; bunların tesbiti yapılmalıdır. Bunun için önce her yağdan numune alınıp kirliliğinin ölçülmesini sağlamak, sonra da işletmenin tercih etmekte olduğu filtreleri değerlendirmek amacıyla, hiç kullanılmamış bir filtrenin giriş ve çıkışından alınan numunelerde kirlilik sayımı yaparak, filtrenin satıcının iddia ettiği gibi mi, yoksa gerçekten ne kadar kir tutabildiğini saptamak gerekir. Şayet filtre işlevini yerine getirebiliyorsa sorun yoktur; yok değilse, istenilen kalitede filtrasyon yapabilecek bir başka filtre sistemini devreye sokmak gerekir. Bunun için gerekli yatırımlar Yağlama Pilot Bölgelerinden başlayarak yapılmalıdır. Yağlama sistemine kirliliğin nereden girdiği araştırmalıdır. Bunun için aşağıdaki sistemler dikkatli bir şekilde gözden geçirilmelidir: Yağ Satınalma: Satınalma sırasında yağın fiyatının yanısıra yağın viskozitesinin ve asiditesinin (TAN) istenilen şartlara sahip olduğu teyid edilmelidir. Viskozitesi ±%10 gibi tanımlarda bulunan yağlardan endişe etmek gerekir; zira, ±%15 viskozite limiti yağın artık kullanılamama sınırını tanımlamaktadır. Yağ varillerinin sağlam, passız ve ezilmemiş olması önemlidir, zira ezik varillerden nem ve kirlilik girişi mümkündür. Varillerin ikinci el varil olmaması tercih sebebi olmalıdır. Bir işletmede kullanılan yağların çeşidini mümkün olduğunca azaltmak gerekir; o nedenle, detaylı bir çalışma yapmak ve İşletme Yağ Menüsü nü gözden geçirmek gerekir. Yağ Depolama: Variller kesinlikle kapalı ve havalandırması iyi bir depoda saklanmalıdır. Çimento, demir-çelik, metalürji gibi sektörlerde bu odanın havalandırmasına basit bir hava filtre sistemi de yapmalıdır. Variller kesinlikle yatay şekilde ve tercihan üzerine rulman yuvarlayıcılar takılı eşekler üzerine yerleştirilerek saklanmalıdır. Şayet makinanın yağ tankına boşaltması direkt olarak varilden yapılacaksa, yağ mutlaka portatif bir filtre cihazından geçirilerek pompalanmalıdır. Eğer, varilden daha küçük miktarlarda alınarak kullanılacaksa, o zaman varil depolamaya konulmadan yine portatif filtre ile bir kapağından alınıp öbür kapağından verilerek filtre edildikten sonra eşek üzerine konulmalıdır. Yağ Dağıtımı: Yağ dağıtımı kapalı bir dolapta ve plastik çöp torbaları içinde ağzı bağlı olarak saklanılan dağıtım kutuları ile yapılmalıdır. Mekanik atölyesinin bir köşesinde gün boyu havadaki tozları kendine çeken sinek kağıdı gibi bir doldurma kutusu kullanılma-malıdır. Depodan makinanın tankına götürürken yolda hava ile teması kesecek tüm ted-birler alınmalıdır. Greslerde dolum ağzı açık tenekelerden yapılmamalı ve gres teneke-sinin ağzı mutlaka iyi korunmalıdır. Doğru Yağ Dolumu: Yanlış yağ dağıtımını önlemek için varilin boşaltma musluğu ve kapağının üzerine mutlaka 10 cm çapında bir daire içine seçilecek bir rengi boyayınız. Bunun için örneğin turuncu renk Shell Tellus 68 yağı gösterebilir. 5 cm çapında kesilecek ve yine turuncuya boyanacak sacdan bir dairenin de bu yağın konacağı tankın doldurma kapağına bir bakır telle bağlanması gerekir. Böylelikle yanlış yağ dağıtımı engellenir. En büyük yanlışlar en masumane şekillerde yapılır; bunu unutmamak gerekir. Karışmış yağı hurda etmekten başka yapacak birşey de yoktur. Soluma Filtresi Takılmalı: Bir çok büyük hacimli yağ tankına kirlilik, aslında kapaktan ve nefes alma (soluma) borusundan girer. Takılacak bir Soluma Filtresi ile hem kirlilik hem de nem girişi önlenir. Her yağ tankının mutlaka sıkıca kapatılacak contalı bir kapağı ve hem nemi hem de kirliliği süzecek bir soluma filtresine ihtiyacı vardır.

159 157 Hidrolik sistem gözden geçirilmeli: gevşemiş fittingler sıkılmalı ve bu kontrol ve sıkma işlemi periyodik bakım prosedürü olarak iş emri talimatlarına girilmelidir. Hiçbir yağ kaçağı ve sızıntısı araştırılmadan, miktar nasıl olsa az diye arkası bırakılmamalıdır. Yağın çıktığı yere kirlilik ve su girmektedir. Periyodik olarak yağ kirliliği ve su miktarı ölçülmelidir. Mühendislik ölçmek demektir. Ölçülmeyen şey bilinemez. Hedeflere varılabilmesi için, temel prensip olan kirlilik ve su girdisini azaltmak ve olanı da hemen uzaklaştırmak gerekir. 6 ay periyodlarla yapılan işlemlerin ve elde edilenlerin genel bir değerlendirmesi yapılıp, bir sonraki 6 ay için planlama yapılmalıdır. Yapılacak bu çalışma için, yağ üreticilerinden ve filtre üreticilerinden destek alınabilir. Yağ üreticilerinin büyük çoğunluğu çok ciddi anlamda hizmetler sunabilmektedir. Ancak, konu yağı değerlendirmek olunca, üçüncü şahıslara da danışmakta ve yağları gerekirse üçüncü şahıslara test ettirmekte yarar vardır. Yağ kirliliği ve su içerimini önlemede yapılması gerekenler daha önceki bölümlerde incelenmişti. Yağa buna rağmen girmiş olan veya üretilmiş olan kirliliği ve nemi gidermek için filtrasyon sistemleri kullanılmalıdır. 6. FİLTRELEMEDE ÖNEMLİ HUSUSLAR Filtre konusunun da sanayimizde zaman zaman yanlış anlaşılan bir konu olduğunu görmekteyiz. Son zamanlarda piyasada bir motorla bir dişli pompayı ve bir filtre elemanını bir araya getiren herkes özellikle portatif filtre satmaktadır. Oysa, filtre seçimi dikkatli hesap yapılmasını, yağın viskozitesinin, sıcaklığının ve debisinin harmanlanarak bir filtre sistemi dizayn edilmesini gerektirir. Aksi takdirde, alınan filtre arabasının neden iş görmediği bol bol konuşulur. Filtre sistemi seçilirken özellikle filtenin işletme maliyetine dikkat edilmelidir. Zira birçok filtre sistemi, alındığında ucuz olabilmektedir. Kolayca tıkanabilen veya su ile şişebilen filtreler, kartuş fiyatı ucuz da olsa kartuş satıcını maaşa bağlamaktan başka işe yaramaz. Filtreleme işleme mutlaka ameliyathanede çalışan doktor titizliği ile yapılmalıdır. Tank içine sarkıtılacak by-pass (veya off-line) filtre giriş ve çıkış borularının ağzı temiz olmalı, bir önceki tanktan pislik taşımamalıdır. SONUÇ Yağlara kirlilik ve su karışması sanayinin sürekli yaşadığı bir problemdir. Bu problemin işletmelere ciddi maliyeti olmakta ve özellikle sanayimizde yeterince dikkatle ele alınmamaktadır. Bunun sonucu olarak, sanayimizde gereğinden fazla yağ kullanımı vardır. Türk sanayisinde kullanılan yağ miktarının gerçekte kullanılması gereken yağ miktarına oranı 4.4 dür. Yani Türk sanayisi, ihtiyacının %440 ı kadar daha fazla yağ kullanmaktadır. Çünkü, tonlarca yağı değiştirmek için yönetimden para almak, o yağın değiştirilmesini engelleyecek ve sistemin ömrünün uzamasını sağlayacak teknolojiye yatırım için para bulmaktan çok daha kolaydır. Zira yukarıda da belirttiğimiz gibi yağ, mutlaka harcanması gerektiği zannedilen ve sorgulanmayan bir harcama kalemidir. Bu yanılgı öylesine traji-komik bir duruma ulaşmıştır ki, asıl amaçları yağ satmak

160 158 olan yağ firmaları takdire şayan bir yaklaşımla kullanıcıların bu aşırı harcamasını önleyici tedbirler önermekte, kullanıcının yapamadığını yapmaktadır. Sonuç olarak, her işletmenin hidrolik sistem ömrünü, sağlığını ve yağ profilini ortaya çıkarması ve buna göre tedbirler alması gerekir. Bu araştırmada yağ ve su kirliliği önemli bir yer tutar. KAYNAKLAR [1] İbrahim H Çağlayan, makale, Mühendis ve Makina, Mart 1997, Sayfa [2] İbrahim H Çağlayan, makale, 1. Hidrolik Kongresi Bildiriler Kitabı, 1999, Sayfa [3] VibraTek Yağ Kirlilik Endeksi Tayin Formu ÖZGEÇMİŞ İbrahim H. ÇAĞLAYAN 1953 Trabzon doğumlu. TED Ankara Koleji Lisesinden 1971 de mezun olduktan sonra ODTÜ Makina Mühendisliği bölümünden 1975 de mezun oldu. Yine makina mühendisliğinde, ABD de New Hampshire Üniversitesi nden 1977 de Master ve 1983 de Washington Üniversitesi nden Doktora derecesi aldı. Doktora çalışmasını gemi titreşimleri üzerine yaptı. Daha sonra, Santa Barbara ve Houston da gemi ve platform titreşimleri üzerine çalıştı. Seattle kentinde Uyarıcı Bakım konusunda hizmet veren bir şirkette beş yıl çalıştıktan sonra 1990 da Türkiye ye dönerek VibraTek Ltd Şti yi kurdu. Bugüne kadar, birçok araştırma makalesi yurt içi ve yurt dışı yayınlarda yayınlanmıştır. Kendisi MMO yanısıra, ABD Titreşim Mühendisleri ile Yağlama ve Triboloji Mühendisleri odalarının üyesidir. İki çocuk babasıdır.

161 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 13 Hidrolik Sistemlerde Filtrasyon ve Filtre Elemanının Özellikleri SALİH EMANET Hidroser A.Ş.

162 161 HİDROLİK SİSTEMLERDE FİLTRASYON VE FİLTRE ELEMANININ ÖZELLİKLERİ Salih EMANET ÖZET Hidrolik sistemlerin, günümüzde ulaştığı teknolojik üstünlüklerin ve üretim kalitesinin getirdiği performans değerlerine ulaşabilmek amacı ile sistemlerin kullanılması aşamasında bir çok kriterin göz önüne alınması ve dikkat edilmesi gerekliliği ortaya çıkmıştır. Tasarlanan hidrolik ekipmanın, (pompa, valf vb.) kalitesi, güvenirliliği, tasarım projesi ve markasının yanı sıra sistemde önemli ve aktif rol üstlenen hidrolik akışkanın performansı ve çalışma şartları dikkate alınmalıdır. Hidrolik sistem tasarımcıları ve kullanıcıların ortak görüşü; sistemlerde meydana gelen arızaların % 75 den fazlasının kirli hidrolik akışkan olduğu gerçeğidir. Bu bildiride, kullanıcılara en basit sistemlerden, ilerlemiş hidrolik ve yağlama sistemlerindeki filtrasyon teknolojisi konusundaki bilgiler aktarılmıştır. Kullanıcının, kişisel tecrübelerine bakılmaksızın, kullanıcı için önemli olan tüm konular açıklıkla ve kaynak bilgi teşkil edecek şekilde verilmiştir. Uygun olarak seçimi ve kullanımı yapılan filtre elemanı, üretim kayıplarının azaltılması ve imalat maliyetlerinin düşürülmesinde önemli bir ekipman olacaktır. Herkes tarafından bilindiği düşünülen fakat ihmal edilen noktalara dikkat çekilerek kullanıcılara ne tür sorun ve maliyetler getirdiği çözüm yolları ile birlikte incelenmiştir. 1. KİRLİLİĞİN TEMELLERİ Tüm hidrolik sistemlerde arızaların ana sebebi akışkandaki kirlenme ve bozulmalardır. Sistemdeki kirli akışkan; Üretim kayıplarına, Ekipman değiştirme maliyetine, Sıklıkla akışkan değişimine, Pahalı kullanım ve elden çıkarmaya, Genel bakım maliyetlerindeki artmaya, Ve hurda oranlarındaki artışa neden olur. Akışkandaki kirlilik hidrolik akışkandan beklenen dört göreve engel olur. 1.Enerji iletiminin sağlanması 2.Hareketli iç parçalar arasındaki yağlama görevi 3.Isı transferinin sağlanması 4.Hareketli parçaların birbirleri arasındaki sızdırmazlık toleransının sağlanması. Bu özelliklerden herhangi birinde meydana gelecek azalma hidrolik sistemin tasarlandığı şekilde görevini yerine getirmesine engel olacaktır.bunun doğal sonucu olarak, oluşan zaman kayıpları çok fazla miktarda işgücü kaybına neden olacaktır. Hidrolik akışkanda yapılacak koruyucu bakım

163 162 sayesinde, plansız zaman kayıpları ortadan kalkacak veya azalacaktır. Ancak başarılı bir bakım programı ile kirlilikler sistemden uzaklaştırılarak minimize edilebilir. Filtrasyon Gerçeği: Uygun olarak seçimi, yerleşimi ve bakımı yapılan Filtrasyon, sistemlerdeki koruyucu bakım planlamasında anahtar rol oynayacaktır 1.1. Kirliliğin Zararları Şekil 1. Aktüel partikül kirliliğinin mikroskop altında görüntüsü (BüyütmeX100 Bir skala aralığı = 20 Mikron) Orifislerin tıkanması Komponentlerde aşınma Suyun ve nemin etkisi ile oluşan pas ve oksidasyon Kimyasal bileşik oluşumu Akışkanda katkı maddelerinin bozulması Biyolojik bozulma Hidrolik akışkandan, hareketli parçalar arasında bir yağ filmi oluşturması ve bunu koruması beklenmektedir. İdealde, bu yağ filminin hareketli parçalar arasındaki boşlukları tam olarak doldurması istenir. Yağ filminin kalınlık seviyesi düştükçe milyonlarca kez çalışmaya göre tasarlanmış olan sistemin ömrü azalacaktır. Yağ filminin kalınlığı akışkanın viskozitesine, uygulanan kuvvete ve hareketli iki yüzey arasındaki hıza bağlıdır. Bazı komponentlerde mekanik yüklerin artması sonucu bu yağ filmi aşırı incelmekte (1 mikron dan daha düşük) ve bazen de kopmaktadır. Sonuç olarak zarar verici sürtünmeler meydana gelmektedir. Filtrasyon Gerçeği: Filtrenin ana fonksiyonu, akışkanı temizleyerek işletme maliyetlerini düşürmektir. Tablo 1. Boşluk Toleransları Bazı Hidrolik Komponentlerin Boşluk Toleransları Komponent Mikron Sürtünmesiz yataklar 0,5 Paletli pompa (Palet ucu ile ring yüzeyi arası) 0,5-1 Dişli pompa (Diş ile dış yan yüzey arası) 0,5-5 Servo valf (sürgü ile sürgü yuvası arası) 1-4 Hidrostatik yataklar 1-25 Pistonlu pompa (piston ile yuvası arası) 5-40 Servo valf kanatçık duvarı Aktuatörler Servo valf orifisi

164 163 Partikül boyutları genellikle mikrometre skalası ile ölçülmektedir. Bir mikron (veya mikrometre) metrenin milyonda biridir, veya inch in 39 milyonda biridir. İnsan gözünün görebilirlik sınırı yaklaşık olarak 40 mikron civarındadır. Akılda tutulması gereken, hidrolik sistemlerde ve yağlama sistemlerinde arızalara sebebiyet veren partiküller 40 mikrondan daha küçük olanlarıdır. Bu yüzden bu partiküller mikroskobiktirler ve çıplak gözle görülemezler. Tablo 2. Görsel olarak partikül boyut analizi Görsel Olarak Partikül Boyutları Madde Mikron İnch Sofra Tuzu 100,0039 İnsan Saçı 70,0027 En Düşük Görme Sınırı 40,0016 Buğday Unu 25,0010 Kırmızı Kan Hücresi 8,0003 Bakteriler 2, KİRLİLİK TİPLERİ, KAYNAKLARI VE NEDENLERİ Kirlilik Tipleri Partikül Silt (0-5 Mikron) Yonga (5Mikron+) Su Çözülmüş & Serbest Hava Şekil 2. Kirlilik Tipleri : Partikül, Su ve Hava 2.1. Partikül Kirliliği Partikül kirliliği, sistemlerde en çok rastlanan ve en fazla zarar veren kirlilik tipidir. Genellikle, 5 mikrondan küçük parçacıklar Silt (ince tanecikler) olarak adlandırılmakta ve sistem elemanlarına uzun vadede zarar vermektedirler.diğer taraftan, 5 mikrondan büyük parçacıklar Yonga olarak tanımlanırlar ve sistem elemanlarına ani olarak zarar verebilme özelliğine sahiptirler. Silt ve Yongalar iki şekilde sınıflandırılabilirler : Sert Parçacıklar Silika Karbon Metal Yumuşak Parçacıklar Kauçuk Fiber Mikro Organizmalar

165 164 Şekil 3. Partikül kirliliği oluşum şekilleri Zararları Partiküller, yüzeylerin birbirine mekanik sürtünmesi, sert parçacıkların yeni parçalar koparması, parçaların daha küçük parçacıklara ayrılması ve aşındırma (zımpara) etkisi ile sisteme zarar vermektedirler. Hidrolik sistemlerde eğer başlangıçta yıkama ve temizlik yapılmamış ise; imalattan ve montajdan gelen kirlilik, direkt olarak sistemde ortaya çıkacaktır. Bu kirlilikler toz, kaynak parçacıkları, keçe ve hortumlardan gelen kauçuk parçacıkları, makine komponentlerinden veya döküm komponentlerden gelen metal parçacıkları içerirler. Ayrıca, sisteme yeni hidrolik yağın ilave edilmesi ile kirlilikle tanışma gerçekleşir. Çünkü yeni yağ hidrolik sistemler için uygun olan temizlik standartlarında değildir. Sistemin çalışması esnasında ise kirlilik havalandırma kapağından, sızdırmazlık elemanlarından ve sistemin diğer açık bölümlerinden içeriye girerler. Ayrıca, sistem çalışma esnasında kirlilik üretmektedir (Şekil 3). Arızalı komponentlerin aşınması ve komponent yüzeylerindeki kimyasal reaksiyonlardan meydana gelen oluşumlar kirliliğin daha da artmasına neden olurlar. Filtrasyon Gerçeği: Kirlilik belirtileri; valf bobini yanmaları, valf sürgülerindeki merkez kaçıklıkları ve sızıntıların artması, pompa arızaları, akışkan kayıpları ve sürekli yedek parça değişimi, silindir sızıntıları ve senkronizasyon problemleri Partikül Kirliliğini Önleme Yöntemleri Hidrolik sistemlerin, partikül kirliliğine karşı korunması için aşağıdaki önlemler alınmalıdır. Tank havalandırma kapaklarında Spin-on tarzı havalıklar kullanılmalıdır. Sistem çalıştırılmadan (start-up) önce, montaj işleminden sonra tüm sistem temizlenerek yıkama yapılmalıdır. Aktuatörlerde, özel sızdırmazlık elemanları kullanılmalı ve arızalı olan sızdırmazlık elemanlarının zamanında değiştirilmesi sağlanmalıdır.

166 165 Bakım ve taşıma işlemleri sırasında bloklar, hortum ve boruların giriş-çıkışlarının kapatılmasına dikkat edilmelidir. Tanka yeni hidrolik akışkan ilavesi yapılırken minimum 20 mikronluk bir filtreden geçirilerek sisteme doldurulmalıdır. Harici Kirlilik Kaynakları Şekil 4. Sisteme giren kirliliğin kaynakları Tablo 3. Partikül miktarları Mobil Ekipmanlar Çalışma Ortamlarına Göre Sistemlere Giren Partikül Miktarları adet/dakika İmalat Fabrikaları & Haddehaneler adet/dakika Montaj Fabrikaları & Temiz Odalar adet/dakika Çalışma ortamında tüm kirlilik kaynaklarından sisteme giren 10 mikrondan büyük partiküllerin sayısı 2.2. Su Kirliliği Partikül kirliliğinin önlenmesinden sonra uygun yağ bakımı yapılmış sayılmaz. Hidrolik sistemlerde su unıversal bir kirlilik olup yoğun parçacık kirlenmesine benzerdir ve kesinlikle operasyon yağından uzaklaştırılması gerekmektedir. Su hidrolik sistemlerde serbest halde veya çözünmüş halde bulunabilir. Bazı özel akışkanlar için akışkanların suya doyma noktaları tanımlanmıştır. Hidrolik yağlar için suya doyma noktası 300 PPM (%0,03) seviyesindedir. Bu noktadan sonra hidrolik yağ, içerisinde daha fazla suyu tutamaz ve su serbest hale geçerek hidrolik yağın rengini bulandırır. İşletme esnasında hidrolik yağın sıcaklığının artması ile yağın su tutma kabiliyeti de artmakta ve bu da sistem sıcaklığının suyun etkisi ile daha da fazla artmasına neden olmaktadır.

167 166 Tipik Doyma Noktaları Akışkan Tipi PPM % Hidrolik Yağ 300,03% Yağlama Yağları 400,04% Transformatör Yağları 50,005% Şekil 5. Su oranı fazla yağ (1000 ppm) Tablo 4: Bazı akışkanlar için suya doyma seviyeleri Şekil 6. Su oranı 300 ppm olan yağ Su Kirliliğinin Zararları ve Kaynakları Metal yüzeylerde korozyon etkisi Zımpara aşındırma etkisini hızlandırma Kullanılan rulmanların ömrünü azaltma ve arızalara sebep olma Yağdaki katkı maddelerinin özelliklerini bozma Viskozite değişimlerine sebep olma Elektrik iletimini artırma Yağın içerisinde suyun ve form asitlerinin bulunması yağ içerisindeki anti-aşındırcı katkı maddelerinin özelliklerinin bozulmasına neden olurlar. Suyun, sıcaklığın ve farklı metallerin etkisi ile hareket hızlanır. Taşlanmış ve parlatılmış metal yüzeylerde yanma ve aşınmalar meydana gelir. Karmaşıklığın ve sıcaklığın artması ile sistem fonksiyonlarında yavaşlama ve kararsızlıklar meydana gelir. Su kirliliği olduğunda elektrik iletkenlik problemleri yaşanır. Suyun etkisi ile akışkanın yalıtım özelliği zayıflar ve dielektrik katsayısı kv azalır. Ayrıca suyun sisteme en büyük etkilerinden biride viskozitedeki değişimlere neden olmasıdır. YAĞDAKİ SUYUN RULMAN ÖMRÜNE ETKİSİ % R U L M A N Ö M R Ü % YAĞDAKİ SU Şekil 7. Yağ içerisindeki suyun rulman ömrüne etkileri

168 167 Su hidrolik sisteme, açık bırakılan rezervuar kapaklarından, arızalı, eskimiş veya yıpranmış silindir contalarından girebilir. Ayrıca kullanılan yağ, taşıma veya depolama esnasında doğal olarak suya ve su buharı etkisine maruz kalmaktadır. Genellikle yağ, teneke ve varillleri açık havada bekletilme ve güneş ışığı etkisi ile ısı değişimlerine uğramaktadır. Nemli ve buharlı ortamlarda su, açık kapaklardan veya yoğuşma etkisi ile sisteme girebilir Kondensasyon su kirliliğinin başlıca kaynağıdır. Hidrolik yağın bulunduğu rezervuar ve tanklarda su buharı yüzeylerde su kabarcıkları şeklinde yoğuşarak iç yüzeylerde paslanmaya ve diğer korozyon problemlerine neden olmaktadır. Aynı zamanda soğutma sistemlerinden sızan veya yağa karışan su da kirlilik kaynaklarında birisidir. Filtrasyon Gerçeği: Serbest haldeki su, hidrolik yağdan daha ağırdır ve rezervuarın alt kısmında kalır.bu su, tahliye vanası açılarak rahatlıkla tanktan dışarıya atılabilir Önleme Yöntemleri Aşırı su genellikle sistemden uzak tutulmalı ve partikül kirliliğine benzer koruyucu önlemler alınmalıdır. Bununla birlikte eğer su sisteme girmişse aşağıdaki yöntemlerin herhangi biri ile sistemden uzaklaştırlabilir. Absorbsiyon: Suyu dışarıya almak amacı ile dizayn edilmiş hünerli bir filtre elemanı ile yapılan işlemdir. Genellikle ince tabakalı materyallerin (% 50 selüloz % 50 Hidro-co polimer ) üst üste dizilmesi şeklinde hazırlanmış olan filtre elemanı yağdaki serbest suyu yakalayarak jel haline getirerek kendi içerisinde hapseder. Bu tip elemanlar standart filtrelerin iç gövdelerine uyacak şekilde imal edilirler ve genellikle küçük hacimli suyun sistemden uzaklaştırılmasında kullanılırlar. Santrifüj : Döndürme hareketi ile yağdaki suyun savurma etkisi İle ayrıştırma yöntemidir. Bu metod büyük hacimlerdeki yağ için ve yalnızca serbest haldeki suyun ayrıştırılması için efektiftir. Şekil 8. Jel esaslı filtre elemanı Vakum etkisi ile suyu alma: Bir vakum ve kurutma prosesi ile suyun yağdan ayrıştırılması yöntemidir. Bu yöntem, büyük miktarlardaki suyun serbest veya çözünmemiş halde bulunsa bile efektif olarak yağdan ayrıştırılmasını sağlamaktadır. Şekil 9 da vakumla suyu ayrıştırma yönteminin şematik olarak çalışma şekli gösterilmiştir. Bu yöntemde, otomatik olarak çalışan sistem kendi kapasitesi oranındaki yağı bünyesine almakta, vakum altında suyun kaynama sıcaklığını düşürmekte (yaklaşık olarak 66 C ) ve buharlaşan suyu ayrı bir tankta yoğuşturarak ayırmaktadır. Kalan yağ, hassas bir filtre elemanından geçirilip partikül temizliği de yapılarak sisteme verilmektedir. Bu işlem sırasında yağ içerisindeki hava, nem ve buhar da ortadan kaldırılmaktadır. Mobil olarak da çalıştırılabilen sistem, su kirliliğinin önlenmesindeki en etkili yöntemdir.

169 168 Vakum Göstergesi Havalık AC Kondenser LC Kondenser Üst Seviye Sivici Soğutma suyu girişi Soğutma suyu çıkışı Akış Sivici Yüksek Kondensasyon Sivici DS Vakum Pompası Su Giriş Keçesi Yağ Boşaltma Pompası Isıtıcı Giriş Debisi Yağlama Yağı Kondensasyon Sızıntı LR Vakum Pompası Şekil 9. Vakum etkisi ile suyun ayrıştırılması yöntemi çalışma prensibi 2.3. Hava Kirliliği Sıvı sistemlerinde hava, serbest veya çözünmüş halde bulunabilir. Çözünmüş hava, sistem içerisinde problem teşkil etmeden eriyik halinde kalabilir. Eğer akışkan içerisindeki hava serbest halde bulunuyorsa sistem komponentleri içerisinden geçerken problemler yaratabilir. Sistemdeki basıncın etkisi ile sıkışmış olan hava, basınç değişimlerine ve küçük hava kabarcıkları da sıcaklığın yükselmesine neden olurlar. Yağdaki sıcaklığın yükselmesi ile yağ içerisindeki katkı maddelerinde ve yağın temel yapısında bozulmalar meydana gelir. Eğer yağ içerisindeki çözünmüş havanın miktarı aşırı miktarlarda olursa, sistemin çalışma performansına negatif etkiler yapacaktır. Hidrolik sistemin çalışma performansı başlangıçta göreceli olarak akışkanın sıkıştırılabilirliğinden bağımsızdır. Hatta teoride sıkıştırılamadığı kabul edilir. Fakat hava akışkanın hacim modülünü düşürür. Gerçekte, çözünmüş hava yağ içerisindeki çözünmemiş havaya göre 20,000 defa daha fazla sıkıştırılabilme özelliğine sahiptir. Eğer sistemde hava var ise pompa çıkışında daha çok hava sıkıştırılmaya çalışılacak ve sistemin çalışma verimi düşecektir Hava Kirliliğinin Zararları ve Kaynakları Güç iletimindeki kayıplar Pompa çıkış değerlerinde azalma Yağlama kayıplarının artması Çalışma sıcaklığının artması Tanktaki akışkanın köpüklenmesi Ve kimyasal reaksiyonların oluşması

170 169 Akışkan içerisindeki herhangi bir haldeki hava potansiyel oksidasyon kaynağıdır. Bu, metal parçalardaki korozyonu artırıcı etki yapacaktır. Yağ içerisinde aynı anda bulunacak su da bu etki daha fazla olacaktır. Ayrıca yağdaki katkı maddelerinde de oksidasyon meydana gelebilecektir. Her iki proses sonucunda partikül oluşumunda artmalar olacak ve hidrolik yağ çamurumsu bir hal alacaktır. Hava, sisteme mevcut kaçak hatlarından, pompa emişindeki sızıntılardan ve tank dönüşünde yağın sahip olduğu hız dolayısı ile ürettiği türbülans nedeni ile girmektedir. Önlem olarak, muhtemel hava emiş noktaları ortadan kaldırmalı, pompa emişlerindeki sızıntıları önlenip mümkün ise pozitif emiş sistem pompaları kullanmalı ve uygun bir tank dizaynı yaparak, dönüş hatlarında difüzör kullanılmalıdır. 3. AKIŞKAN TEMİZLİK STANDARTLARI Tüm belirtilen problemleri bulmak veya düzeltmek amacı ile bir kirlilik referans cetveli kullanımına ihtiyaç vardır. Partikül sayımı temizlik standartlarını türetmek için kullanılan en yaygın metottur. Çok hassas olarak imal edilmiş optik ekipmanlarla, değişik hacimler içerisindeki partiküllerin sayısı tespit edilmektedir. Bu sayılar raporlanmakta ve belirlenmiş hacim miktarı içerisindeki partiküllerin büyüklüklerine göre sınıflandırılmaktadır. ISO 4406 (International Standarts Organization) temizlik seviyesi standartları tüm endüstride yaygın olarak kabul görmüştür. Geniş bir kullanım alanına sahip olan standartların değişik versiyonları olup, genellikle 1 mililitre veya 100 mililitre bilinen hacim içerisindeki 2, 5 ve 15 mikrondan büyük partiküllerin 2+ ve 5+ mikron ölçüsündeki partiküllerin sayısı, silt partiküller için referans noktası olarak kullanılmaktadır.15 + mikrondan büyük partiküllerin sayısı ise komponentler üzerindeki yıkıcı etkinin olma ihtimalini referans olarak vermektedir. ISO KODU Partikül 2 mikron Partikül 5 mikron Partikül 15 mikron Şekil 10. ISO kodlama sistemi sayısını referans olarak almaktadır. Filtrasyon Gerçeği: Akışkanın temizlik seviyesinin bilinmesi kirlilik kontrol ölçümleri için esas teşkil eder. Ayrıca ISO kodlama sisteminde partikül boyutunun artması ile kodlama indeks seviyesi artmaz. (Örneğin : 18/20/22)

171 170 Şekil 11. ISO 18 / 16 / 13 (Büyütme X 100) ISO 14 /12 /09 (Büyütme X 100) Tablo 5 de standartın nasıl tanımlandığı açıklanmıştır Tablo 5. ISO kodlama sistemi örneklemesi ISO Sayısı Mikron Aktuel Partikül Sayısı/ml ,300-2, Şekil 12. ISO 21/19/17 Akışkan(Büyütme X100) ISO 4406 tablosu kirlilik seviyesinin hızlı ve kolay anlaşılmasını sağlamak amacı ile düzenlenmiştir. Her bir sınıf numarası bir önceki sınıfın iki katını oluşturur. Örnek olarak; Sınıf 19 = 2,500 ile 5,000 / ml Sınıf 20 = 5,000 ile 10,000 / ml

172 171 Tablo 6. ISO 4406 temizlik seviyesi tablosu ISO 4406 Tablosu Sınıf Partikül Sayısı / ml den fazla 80,000 40,000 20,000 10,000 5,000 2,500 1, ,5 1,3,64,32 içerisinde ve e kadar 160,000 80,000 40,000 20,000 10,000 5,000 2,500 1, ,5 1,3, Ekipman Temizlik Seviyesi İhtiyacı Bir çok hidrolik ekipman ve rulman imalatçıları, ekipmanları için gerekli olan optimum temizlik seviyesi ihtiyacını özellikle belirtirler. Söz konusu ekipmanlarda kullanılan yağ içerisindeki kirliliğin seviyesi, bu optimum değerden fazla ise ekipmanın tahmini çalışma ömrünü aşırı derecede kısalmasına neden olacaktır. Tablo 7 de hidrolik sistemlerde kullanılan birkaç ekipman ve bu ekipmanlar için tavsiye edilen temizlik seviyesi gösterilmiştir. Bu tip ekipmanlarda her zaman en iyi yol imalatçıya başvurmak ve firmanın hidrolik ekipman için tavsiye ettiği temizlik seviyesi değerlerini sağlayabilmektir. Bu bilgilere, en uygun filtrasyon seviyesinin belirlenmesinde ihtiyaç olacaktır. Tablo 7 : Sık kullanılan sistemler için ISO kod değerleri Bazı Hidrolik Ekipmanlar İçin Gerekli Temizlik Seviyeleri Ekipman ISO Kodu Servo Valf 16/14/11 Oransal Valf 17/15/12 Paletli/Pistonlu Pompa ve Motorlar 18/16/13 Yön/Basınç Kontrol Valfleri 18/16/13 Dişli Pompa/Motor 19/17/14 Akış Kontrol Valfleri ve Silindirler 20/18/15 Kullanılmamış Yeni Yağ 20/18/15

173 172 Ayrıca bu değerleri dikkate alarak çalışma, sonradan meydana gelebilecek garanti hakları problemlerinde uygun kullanım yapıldığını kanıtlamak için doğru bir yol olacaktır. Aşırı ve kötü kullanım ile normal şartlara uygun kullanım arasına bir set çekecektir. Filtrasyon Gerçeği: Tüm makine ve hidrolik ekipman imalatçıları, ekipmanlarını optimum standart performanslarını elde edebilmelerini sağlamak amacı ile hedef ISO temizlik seviyesi standartlarını belirtmelidirler. ISO 4406 temizlik seviyesi standartlarının yanı sıra kullanılan NAS 1638 ve SAE standartları da mevcut olup Tablo 8 de görüleceği gibi akışkanlar için bazı aralıkları karşılayamamaktadırlar. Günümüzde en efektif ve kullanılabilir olan ISO kodlama sistemidir. Tablo 8. ISO 4406, NAS 1638 ve SAE temizlik standartlarının karşılaştırılması Temizlik Seviyesi Standartları Karşılaştırma Tablosu ISO Kodu 23/21/18 22/20/18 22/20/17 22/20/16 21/19/16 20/18/15 19/17/14 18/16/13 17/15/12 16/14/12 16/14/11 15/13/10 14/12/9 13/11/8 12/10/8 12/10/7 12/10/6 Partikül / Mililitre 2 mikron 5 mikron 15 mikron 80,000 40,000 40,000 40,000 20,000 10,000 5,000 2,500 1, ,000 10,000 10,000 10,000 5,000 2,500 1, ,500 2,500 1, ,5 2,5 1,3,64 NAS 1638 (1964) SAE Seviyesi (1963) Filtrasyon Gerçeği: Yağın rengine bakılarak yapılan akışkan temizlik seviyesi belirleme, iyi bir gösterge ve yöntem değildir. 4. FİLTRE ELEMANI TİPLERİ, MALZEMELERİ VE PERFORMANSLARI Filtre elemanının yapıldığı malzeme; filtrenin kirliliği tutan asıl kısmıdır. Filtre elemanı genellikle tabaka şeklinde imal edilir ve böylelikle akışkanın içerisinden geçeceği geniş yüzeyli bükülmüş bir yapı haline getirilir. Bu, kirlilik tutma kapasitesini artırırken, basınç farkını düşürür. Bazı uygulamalarda, filtre elemanı kesin performans kriterlerini sağlayabilmek için çok katmanlı yapılır ve ağ örgü ile desteklenir. Elemanın kıvrımları yapıldıktan sonra uygun boylarda kesilerek, her iki ucundan özel kancalar kullanılarak bağlanır, yapıştırılır veya diğer dikme metotları ile dikilirler. Tüm filtre elemanları, tel örgü, kağıt, fiberglass kompozitler veya sentetik malzemeler içerirler. Filtre elemanları genellikle iki şekilde sınıflandırılırlar. Yüzeyde filtreleme yapan elemanlar ve derinlemesine filtreleme yapan elemanlar.

174 Yüzeysel Filtre Elemanı Yüzeysel filtre elemanlarında, yağ akışı esasta akış yoluna paralel olarak hareket eder. Kirlilik filtre elemanının akış yüzeyinde yakalanır. Yüzeysel filtre elemanları genellikle dalgalı tip örgüden yapılırlar. İmalat prosesinin başlangıcında, örgülü tel çok hassas olarak kontrol edilir ve yüzeysel elemanda gözenek boyutlarının birbirini tutması istenir. Bu tutarlı gözenek boyutları, özel test şartları altında, küresel sert partiküller gözeneklerden geçirilerek test edilirler. Bunun yanı sıra eleman yüzeyindeki kirliliğin artması ile birlikte, eleman üzerindeki gözeneklerden daha küçük boyutlarda olanlar da yakalanacaktır. Aynı zamanda, çap olarak daha küçük fakat uzunlamasına büyük olan partikülller de filtre elemanını geçip gidecektir. (Şekil 13) Yüzeysel Eleman Şekil 13. Yüzeysel eleman 4.2. Derinlemesine Çalışan Filtre Elemanı Derinlemesine çalışan filtre elemanlarında, (Şekil 14)akışkan filtre elemanının yapısı dolayısı ile eleman içerisinde endirekt olarak hareket edecektir. Filtre elemanın içerisinde, bir labirent gibi partiküllere tuzak kurulmuştur.bu yapıdan dolayı, derinlemesine filtre elemanları değişik boyutlarda gözeneklere sahiptirler. Bu boyutsal farklılığın dağılımına göre, filtre elemanı çok yüksek kapasitelerde küçük boyutlu partikülleri yakalayabilecektir. Akış Yönü Derinlemesine Şekil 14. Derinlemesi eleman

175 174 Filtre elemanlarında, filtrasyon elemanlarının doğası ve kirlilik yüklenme prosesine göre bazı elemanlar diğerlerine göre daha uzun boyutlardadır. Genelde, filtre elemanı fiber eleman dolayısı ile milyonlarca küçük gözeneklerden oluşmaktadır. Değişik boyutlardaki bu gözenekler elemanın katmanları içerisinde birbirlerine bağlanmakta ve akış yolunu dolambaçlı bir hale getirmektedir. Selüloz ve fiberglas olmak üzere iki tip derinlemesine çalışan filtre elemanı vardır. Selüloz elemanlı filtrede liflerin biçimi ve boyutları düzensiz şekilde olup, geniş gözenek yapısına sahip bir eğilim gösterirler. Fiberglas eleman ile karşılaştırıldığında ise, fiberglas elemandaki liflerin yapısı ve boyutları oldukça üniformdur. Selüloz liflerine göre fiber elemanda lifler genellikle daha incedir. Bu tip farklılıktan dolayı fiberglas elemanın performansı selüloza göre daha avantajlıdır. Daha ince lif yapısının anlamı aynı alanda daha fazla gözenek sayısı demektir.. Bu sayede, daha ince liflerle küçük gözenekler birbirine daha yakınlaşmakta ve çok hassas filtrasyon için gerekli olan yapıyı sağlamaktadır. Sonuç olarak filtre elemanında, kir tutma kapasitesi ve filtrasyon verimi artmaktadır. Filtrasyon Gerçeği: Yüzeysel filtreleme yapan elemanlar temizlenerek tekrar kullanılabililerr. Basit temizleme yöntemleri mevcut olup, genellikle ultrasonik temizleme bu işlem için en iyi metottur. Derinlemesine çalışan filtre elemanları ise temizlenmeye ve tekrar kullanıma uygun olmayan elemanlardır. Şekil 15. Kaba yapıdaki fiberglas (X100) İnce yapıdaki fiberglas (X100) Tablo 9. Filtre elemanlarının belirli kriterlere göre karşılaştırılması Filtre Elemanlarını Genel Karşılaştırması Eleman Malzemesi Yakalama Verimi Kir Tutma Kapasitesi Basınç Düşümü Sistemdeki Ömrü İlk Kurulum Maliyeti Fiberglass Yüksek Yüksek Orta Yüksek Yüksek Değil Selüloz(Kağıt) Orta Orta Yüksek Orta Düşük Tel Eleman Düşük Düşük Düşük Orta Yüksek

176 Multipass Testi Filtrasyon endüstrisinde, filtre elemanının performansını değerlendirebilmek için ISO 4572 Multipass Test Prosedürü kullanılmaktadır. Bu prosedür ANSI ve NFPA tarafından da onaylanmıştır. Multipass testi sırasında akışkan tüm şartları gözlenen ve tam olarak kontrol edilen bir devre içerisinden geçirilmektedir. Test elemanı üzerindeki basınç düşümü sürekli olarak kaydedilmekte ve temiz akışkana belirli miktarda kirlilik enjekte edilmektedir. Test elemanın girişi ve çıkışı üzerinde on-line olarak bir lazer partikül sayıcı sensör vasıtası ile kirlilik seviyesi ölçülmektedir. Bu ölçümler sonucunda filtre elemanın doğal performansını veren ve birkaç tip partikül boyutu dikkate alınarak tespit edilen Beta Oranı elde edilir. Multipass Testi sonucunda elemanın performans karakteristiği ile ilgili olarak üç önemli sonuç elde edilir. 1. Elemanın kir tutma kapasitesi, 2. Test edilen filtre elemanındaki basınç düşümü, 3. Ayrıştırma veya filtrasyon verimi olarak tanımlanan Beta Oranı 4.4. Beta Oranı Beta oranı (filtrasyon oranı da diyebiliriz) filtre elemanının partikül yakalama veriminin ölçüsüdür. Bu yüzden performans oranı olarak ta tanımlanabilir. Multipass testinden elde edilmiş sonuçlara göre beta oranının nasıl hesaplandığına dair bir örnekleme yapılır ise; test filtesinin giriş bölümünde (filtreden önce) 10 mikron ve daha büyük boyut ta 50,000 adet partikül sayılmış olsun. Aynı şekilde boyutları benzer olan partiküllerden filtre elemanın çıkışında 10,000 adet sayılmış olsun. Giren ve çıkan eleman sayısı oranlanırsa beta oranını 5 olarak bulunur. MULTIPASS TESTİ Kirlilik Çıkan Numune Debimetre Test Filtresi Tank Değişken Hızlı Pompa Giren Numune Şekil 16. Multipass Testi çalışma prensibi Beta oranını 5 olarak hesaplanması ile tanımlama tam olarak yapılmış sayılmaz. İlk olarak filtre elemanının partikül yakalama verimini tespit edilmelidir. Bu verim basit bir formülle yüzdelik olarak hesaplanabilir.

177 176 Giren partikül sayısı B x = Çıkan partikül sayısı x özel partikül boyutu B 10 = 50,000 / 10,000 =5 1 Verim x = (1 - )x100 ßeta 1 Verim x = (1 - )x100 5 Verim x = %80 Bu örnekleme de görüldüğü gibi test edilen filtre elemanında 10 mikron ve daha üzeri boyutta partiküller % 80 verimle uzaklaştırılmıştır. Her 5 partikülden 4 adedi filtre elemanı tarafından yakalanmıştır. Tablo 10 da güncel olan Beta Oranı numaraları ve bunlara karşılık gelen Verim tablosu gösterilmiştir. Tablo 10. Beta oranı ile verim arasındaki ilişki Beta Oranı Verim İlişkisi Beta Oranı (belirtilen partikül boyutunda) Yakalama Verimi (aynı boyutlarda) 1.01 % % % % % % % % % % %99.9 Filtrasyon Gerçeği: Filtre elemanı seçim kriteri, filtre elemanının partikülü yakalama verimi olarak tanımlanan Beta oranıdır. Beta Oranı Giren Parçacık Çıkan Parça Beta Oranı x Verim x 100,000> mikron Şekil 17. Beta Oranı Karşılaştırması

178 FİLTRE ELEMANI ÖMRÜ Filtrasyon Gerçeği: Filtre elemanının kirlilik ile yüklenmesi zaman içerisinde basınç farkının artması ile kendisini gösterir. Başlangıçta kirlilik yüklenmesi (basınç farkı) yavaş olarak ilerlerken, eleman maksimum ömrüne yaklaştıkça ilerleme çok hızlı bir şekilde artmaktadır Kirlilik Yüklenmesi Filtre elemanının kirlilik ile yüklenmesi, partiküllerin filtre elemanının gözenekleri içerisinde tutulması (bloke edilmesi) işlemidir. Filtre elemanı kirli partiküllerle bloke olduğu zaman, akışkanın geçebileceği gözenek sayısı azalmıştır ve akışkanın geçişini sürdürebilmesi için ilave basınç artışına ihtiyacı olacaktır. Başlangıçta; filtre elemanı üzerindeki basınç artışı oldukça yavaştır. Çünkü, eleman üzerinde akışkanın geçebileceği gözenek sayısı oldukça fazladır ve bu durum sistem basıncı üzerinde çok küçük bir basınç düşümü meydana getirecektir. Bununla birlikte, filtre elemanı üzerindeki gözeneklerin birbiri ardına bloke olması sonucu öyle bir noktaya varılır ki, akışkanın geçebileceği gözenek sayısı önemli derecede düşer. Bu aşamadan sonra eleman üzerindeki lineer olan basınç farkı artışı aniden, değişerek parabolik artan.(şekil 18) bir eğri halini alır. Bu noktada neden bazı elemanların ömürlerinin diğerlerine göre daha fazla olduğu gerçeği ortaya çıkmaktadır ki; filtre elemanının gözeneklerinin miktarı, boyutu, biçimi ve dizilişi bu ömür üzerinde doğrudan etkilidir. Eleman Kirlilik Yüklenme Eğrisi B a s ı n ç F a r k ı Filtre elemanı ömrü (zaman) Şekil 18. Elemanın kirlilikle yüklenme eğrisi Filtre elemanın filtrasyon oranı (mikron) ve kalınlıklar göz önüne alındığında selüloz elemanın gözenekleri fiberglas elemana göre biraz daha fazladır. Kirlilik yüklenme prosesine bakıldığında ise, selüloz elemanın, fiberglas elemana göre gözenekleri daha çabuk bloke olmaktadır. Çok katlı yapılmış fiberglas eleman nispi olarak kirlilik yüklenmesinden uzun süre etkilenmemektedir. Akışkan eleman içerisinden geçerken, eleman değişik boyutlardaki parçaları seçerek yakalamaktadır.eleman içerisindeki çok küçük gözenekler büyük boyutlu partiküller tarafından bloke edilememektedir. Bunun anlamı akışkan içerisinde adedi çok yüksek sayıda olan küçük parçacıkların filtre elemanının küçük gözenekleri üzerinde kalmasıdır Filtre Elemanı Ömür Profili Her bir filtre elemanının, kirlilik yüklenmesine bağlı bir basınç değişim karakteristiği vardır. Bu bağlantı filtre elemanı ömür profili olarak tanımlanabilir. Gerçek ömür profili sistemin işletme şartlarından direkt olarak etkilenmektedir. Sistem debisinde ve akışkan viskozitesinde meydana gelen değişimler, temiz eleman üzerinden akışkan geçerken oluşturduğu basınç farkı ve gerçek ömür profili üzerindeki etkileri iyice tanımlanmıştır.

179 178 Filtre elemanı ömür profilini sistemin gerçek çalışma şartlarında değerlendirmek oldukça güçtür. Sistemin boşta çalışma zamanının süresi, ağır bir iş çevrimi altında kalması ve değişen kirli çevre şartları altında çalışması elemanın ömür profiline tesir edecektir. Ayrıca bazı hassas ekipmanlarda ara sıra da olsa eleman üzerinden akışkan geçerken basınç kayıpları kaydedilmektedir. Makine imalatçıları ve kullanıcılar basit bir şekilde dizayn edilmiş olan filtre gövdesi ve basınç farkı indikatöründen sinyal aldıkları zaman, filtre elemanını değiştirmelidirler. Multipass Testi bilgileri, kirlilik yüklenme ile basınç artımı arasındaki bağıntının geliştirilmesinde ve filtre elemanı ömür profilinin tanımlanmasında oldukça faydalı olmuştur. Önceden belirtildiği gibi, işletme şartlarının örneğin, sistem debisi ve akışkanın viskozitesinin ömür profili üzerinde direkt olarak etkisi vardır. Ömür profili karşılaştırmasının sağlıklı olarak yapılabilmesi için işletme şartlarının birebir aynı ve filtre elemanının boyutlarını benzer olması gerekmektedir. Daha sonra filtre elmanı gözeneklerinin sayısı, boyutu, şekli ve dizilişi de ömür profili karakteristiğini tanımlamada etkin rol oynar. Filtre elemanları; selüloz eleman, tek katlı fiberglas eleman ve çok katlı fiberglas eleman olmak üzere farklı malzemelerden üretilmekte ve birbirinden farklı ömür profillerine sahip olmaktadırlar. Şekil 19 da üç farklı elemanın ömür grafiği gösterilmekte ve çok katlı fiberglas elemanın diğerlerine göre ömür avantajı öne çıkmaktadır. B a s ı n ç selüloz Tek katlı eleman Çok katlı eleman B a s ı n ç F a r k ı F a r k ı P S I b a r Kirlilik tutma miktarı(gram) Şekil 19. Farklı tip filtre elemanlarının kirlilik tutma miktarları karşılaştırması

180 FİLTRE GÖVDESİ SEÇİMİ Filtre elemanı gövdesi, filtre elemanını içerisinde tutan kabın adıdır. Genellikle iki veya daha fazla montaj elemanından (kafa veya kapak ve elemanın içine girdiği kap) oluşmaktadırlar. Filtre elemanı gövdesi, sistemdeki yerleşimine göre giriş ve çıkış bağlantılarına sahiptir. Ayrıca ilave olarak gövde üzerinde bağlantı delikleri, bypass valfi ve eleman kirlilik göstergesi bulunmaktadır. Filtre gövdesi seçiminde öncelikli olarak dikkate alınması gereken; bağlantı metotları, giriş-çıkış bağlantı seçenekleri, kirlilik göstergesinin seçenekleri ve çalışma basınç aralığıdır. Tüm belirtilenler ve kabul edilen basınç aralığı, fiziksel sistem dizaynına ve imalatçının tercihine bağlıdır. Bu filtre gövdesi tipinin seçimin den önce tanımlanmış olmak zorundadır Basınç Dayanımı Filtrenin sistemde yerleşim yeri öncelikli olarak çalışma basıncına bağlıdır. Filtre gövdeleri, genellikle hidrolik sistemlerde üç farklı yerde; emiş,basınç ve dönüş hatlarında kullanılırlar. Bu yerleşimlerin tek karakteristiği, onların çalışma basınçlarının değeridir. Emiş ve dönüş hatları genellikle düşük basınçta (34 bar a kadar) dizayn edilirler.basınç filtrelerinde ise çalışma basınç aralığı 103 ile 414 bar arasındadır. Gerçek bir analiz yapabilmek için basıncın sabit kalma ve değişme sıklığı da dikkate alınmalıdır. Bazı gövdelerde, düşük basınç yorulması veya sınırlaması bulunmaktadır. Devredeki yüksek basınç değişim sıklığı, bazı gövdelerde malzeme yorulmasını önleyici tedbirler almayı gerektirebilir Şekil Filtre Gövdesi, 2-Kirlilik göstergesi, 3-Bypass valfi, 4-Filtre elemanı 6.2. Bypass Valfi Bypass valfi, filtre elemanının aşırı derecede kirlilik ile yüklendiği zaman, elemanın çökmesini ve patlamasını önlemek amacı ile kullanılmaktadır. Emiş hattında kullanıldığı zaman pompanın kavitasyon yapmasına engel olmaktadır. Filtre elemanında kirlilik yoğunlaşmaya başladıkça, eleman içerisindeki basınç farkı artmaktadır. Filtre elemanı üzerindeki basınç, elemanı zedeleme basıncının altında bir noktaya ulaştığı zaman, bypass valfi açılmakta ve akışkan filtre elemanı içerisinden geçmeden filtreyi terk etmektedir.

181 180 Bazı bypass valfleri bypass-tank şeklinde opsiyonlu olarak dizayn edilmişlerdir. Bu bypass debisini filtre etmeden üçüncü bir bağlantı noktasından tanka dönüşüne müsaade etmektedir. Diğer filtrelerde no bypass veya bloke bypass valfi seçeneği bulunmaktadır. Bu seçenekler, filtre edilmeden herhangi bir geçişe izin vermemektedir. Eğer filtre üzerinde bypass valfi yok ise; özellikle bazı özel basınç filtrelerinde yüksek çökme direncine sahip elemanlara ihtiyaç duyulacaktır. Bypass valfi olmayan filtreler genellikle bazı hassas ekipmanların ve servo valflerin korunmasında kullanılmaktadır. Bypasssız filtre elemanı kullanıldığında, elemanın basınç farkı oranının sistemin maksimum çalışma basıncına yakın olduğundan emin olunmalıdır. Filtre gövdesi tipi ve çalışma basıncı belirlendikten sonra, bypass valfi seçiminin yapılmasına gereksinim vardır. Bypass valfi açma değerinin seçimi, filtre boyutundan önce yapılmış olmalıdır.bazı imalatçı firmalar tarafından bypass valfinin açma basıncı oldukça yüksek seçilmiş olabilir. Bu, seçilen filtre elemanının daha uzun ömürlü olmasını sağlayacaktır. Bazen de sistemdeki enerji kayıplarını minimize etmek veya diğer ekipmanlar üzerindeki geri-basınç değerini azaltmak amacı ile düşük açma basınç değeri seçilmektedir. Emiş filtrelerinde, pompadaki potansiyel kavitasyon riskini ortadan kaldırmak için 0.14bar veya 0.2 bar açma basınç değeri kullanılmaktadır. By-pass Valfli Filtre By-passız Valfsiz Filtre 3,4 bar (Çek valf açma basıncı) Bloke Olmuş Eleman (Akış Yok) Akış bypass valfi üzerinden Şekil 21. Bypass valfli ve bypass valfsiz filtrede, elemanın kirlenmesi durumunda çalışma hali 6.3. Eleman Durum Göstergesi Eleman durum göstergesi, filtre elemanının temizlenmesi veya değiştirilmesi zamanının geldiğinin sinyalini verir. Filtre elemanının bypass valfi açıldığında gösterge genellikle kalibrasyon belirtisi verir. Gösterge, mekanik olarak bypass valfine veya tamamen bağımsız olarak basınç farkı ölçüm cihazına bağlı olabilir. Göstergeler genellikle görsel, elektriksel veya her iki sinyali de verebilirler. Göstergeler genel olarak bypass valfi açma basıncının %5 - %25 aşağısı bir değerde uyarı verirler. Filtrasyon Gerçeği: Filtre elemanını boyutlandırırken düşük çalışma sıcaklık değerlerinin dikkate alınması gereklidir. Akışkandaki viskozite artışı, filtre üzerinden akışkan geçerken basınç artışına sebep olabilir. Filtre elemanı üzerindeki basınç oluşumu; filtre kabı ve elemanın boyutlarına, elemanın mikron seviyesine, akışkanın viskozitesine ve filtre üzerinden geçen debiye bağlıdır.

182 Filtre Gövdesi ve Eleman Boyutlandırılması Filtre elemanı gövdesinin, temiz eleman içerisine yerleştirildiğinde oluşacak basınç farkı ile bypass valfinin açma basıncının arasındaki oran en az 2:1 olacak şekilde seçilmelidir. Uzun eleman ömrü için tercih edilen oran 3:1 veya daha fazla seçilebilir.(şekil 22) FİLTRE ELEMANI BOYUTLANDIRMA Basınç farkı ÖMÜR Bypass Valfi Açma Basıncı 3:1 Optimum oran Temiz eleman Şekil 22. Filtre elemanı ve bypass valfi arasındaki oran Şekil 23 deki grafikte, filtre elemanı gövdesi ile ilgili olarak hazırlanmış ve ürünün katalog sayfalarında bulunan tipik debi/basınç farkı eğrileri gösterilmiştir. Grafikten de rahatlıkla görüldüğü gibi akışkanın viskozitesinin bilinmesi, oluşacak basınç farkının tespit edilmesinde önemli bir etkendir. Ayrıca filtre üzerinden geçecek olan maksimum debinin (ortalama veya pompa debisi değil) doğru hesaplanması gerekmektedir.aksi takdirde aşırı gelen debi bypass valfinde dalgalanma yaparak, valfin erken açılmasına neden olabilir. Bu durum özellikle dönüş hattı filtrelerinde dikkate alınmalıdır. Tipik Debi / Basınç Eğrileri 3:1 Oran 3.4 / 3 = 1.1 bar 2:1 Oran 3.4 / 2 = 1.7 bar B a s ı n ç f a r k ı 200 SUS viskozitede, bu filtre elemanı için maksimum debi aralığı 159 l/dak ve 204 l/dak arasında olmalıdır. Şekil 23. Filtre seçiminde kullanılan Debi/Basınç farkı eğrileri Sistemin pompa debisi yerine, toplam olarak silindirlerden dönen yağın debisi hesaba katılmalıdır.eğer filtrenin grafiğinde bypass valfinin açma basıncı 3.4 bar olarak belirtilmiş ise temiz filtre elemanının ilk basınç farkı 1.7 bar dan büyük olmamalı ve tercihen 1.1 bar veya daha aşağısı değerlerde seçilmelidir.

183 182 Bütün filtrelerde bypass valfinin montajı,filtre elemanı içerisindeki maksimum basınç düşümü limitine kadar faydalanılacak şekilde yapılır. Filtre elemanı kirlilik ile bloke olduğu zaman, filtre üzerindeki basınç farkı bypass valfinin ayarlandığı değere ulaşıncaya kadar artar. İşte bu noktadan sonra, filtre elemanı içerisinden geçen akışkan, bypass valfi üzerinden akışına devam eder. Bu hareketin sınırı filtre elemanının maksimum basınç farkıdır. Bu önemli bir konudur ve bazı sistem kirlilik partikülleri filtre üzerinden geçmeden devam edecektir. Bunun sonucu olarak elde edilmek istenen temizlik seviyesi standartlarına ulaşılamayacaktır. Standart filtre elemanlarında bypass valfi açma basıncı 1,7 bar ile 6,9 bar arasındadır. Başlangıçta, temiz filtre elemanı içerisinden akışkan geçerken meydana gelen basınç farkı ile bypass valfi set basıncı arasındaki ilişki muhakkak hesaba katılmalıdır. Selüloz elemanlarda basınç artışını sınırlayan dar bir bölge mevcuttur. Bu yüzden temiz eleman ile bypass valfi arasındaki bağıntı çok önemlidir. Bu bağıntı filtrenin verimli kullanılabilir ömrünün tespit edilmesini sağlar. Tek katmanlı ve çok katmanlı fiberglass elemanların verimli kullanım ömürlerinin karşılaştırılması yapıldığında; elemanın yerleşimi hemen hemen yatay ve nispi olarak düşük basınç kaybı oluşturan lineer bir bölgeye sahiptir. Bundan dolayı bypass valfi açma basıncının 1.7 veya 5.2 bar olup olmadığı filtre elemanının kullanılabilir ömrü üzerinde çok küçük bir etki oluşturacaktır. Fiberglass eleman kullanıldığında başlangıçtaki basınç farkı ve bypass valfi set değeri, boyutlandırmada daha az etki oluşturacaktır. 8. FİLTRE TİPLERİ VE YERLEŞİMİ Emiş Filtreleri Dönüş Filtreleri Basınç Filtreleri Off-line Filtreler 8.1. Emiş Filtresi Emiş filtreleri, pompanın kirli akışkandan korunmasına yardımcı olurlar. Pompanın giriş bağlantısı öncesinde kullanılırlar. Bazı uygulamalarda süzgeç olarak akışkanın içerisine daldırılmış olarak, bazen de harici olarak pompa girişine bağlanırlar. Kaba olarak işlenmiş elemanlar olup, pompanın kavitasyon limitlerini zorlamaktadırlar. Bu sebepten dolayı kirliliğe karşı ana koruma elemanı olarak kullanılmazlar. Hatta bazı pompa imalatçıları emiş filtresi kullanımını kesinlikle tavsiye etmezler. Emiş filtresi kullanımı esnasında muhakkak imalatçı firmalara danışılmasında fayda vardır. Emiş Filtresi S i s t e m Şekil 24. Emiş hattı filtresi

184 183 Filtrasyon Gerçeği: Emiş süzgeçleri genellikle mesh olarak refere edilirler., 60 mesh = 238 mikron 100 mesh = 149 mikron 200 mesh = 74 mikron Modern filtrasyonda, emiş filtresi ve süzgeç kullanımı oldukça azalmıştır Basınç Filtresi Basınç filtreleri, pompa çıkışından sonra kullanılırlar. Kullanıldıkları bölgede, basınç hattı üzerindeki belirlenmiş debi ve basınç oranlarına göre sistemi kontrol etmek amacı ile dizayn edilmişler. Basınç filtreleri genellikle hassas ekipmanların (servo valf gibi) korunması amacı ile kullanılırlar. Sistem pompasından sonra yerleştirildiklerinde yalnızca pompa tarafından gelebilecek kirliliğe karşı sistemin bütününü korumaya yardımcı olurlar. Basınç Filtresi S i s t e m Şekil 25. Basınç hattı filtresi 8.3. Dönüş Filtresi Hidrolik sistemde pompa hassas bir ekipman olduğu zaman, dönüş filtresi kullanmak en iyi çözüm yoludur. Bütün sistemlerde dönüş filtresi akışkanın tanka dönmeden önceki içersinden geçtiği en son ekipman dır. Bu yüzden dönüş filtresi, çalışan sistem elemanla rından aşınmış partiküllerin ve yıpranmış silindir sızdırmazlık elemanlarından gelen parçaların tanka ve sisteme tekrar dönmeden yakalanmasını sağlar. Filtreler akışkan tanka dönmeden önce yerleştirilmelidirler. Bazı uygulamalarda, silindirden dönen yağ miktarı toplamı oldukça büyük olmaktadır. Dönüş hattındaki debinin artması bypass valfinin açılmasına ve akışkanın filtrelenmeden geçişine müsaade etmektedir. Bu istenmeyen sonuçların alınmasına sebebiyet verebilir ve bu amaçla filtrenin boyutlandırıl masına dikkat edilmelidir. Basınç filtrelerinin ve dönüş filtrelerinin dupleks versiyonları bulunmaktadır. Dikkate alınması gereken özelliği sürekli filtrasyonun sağlanmasıdır. İki veya daha fazla filtre kabı valflerle birbirinden ayrılmakta ve herhangi bir elemanın servise ihtiyacı olduğunda diğeri devreye girerek sürekli filtreleme sağlanmaktadır. Kirli filtre elemanı değiştirilerek yerine montajı yapılır ve diğeri kirlenene kadar boşta bekletilebilir. Bu tip dupleks filtrelerin valflerinde, herhangi bir akış blokajına sebebiyet vermemek için açık merkez geçişli olan valfler kullanılmalıdır.

185 184 Dönüş Filtresi Piston / Rod alanı oranı 2:1 125 l/dak Dönüş yağı 250 l/dak ve basınç 1.7 bar Şekil 26. Dönüş hattı filtresi seçimi örneklemesi 8.4. Off-line Filtrasyon Kapalı devre olarak yağın sirkülasyonunun yapılması veya yardımcı filtrasyon diye adlandırılır. Bu tip filtrasyonda ana makinanın hidrolik sisteminden tamamen bağımsız bir çalışma söz konusudur. Offline filtreleme sisteminde pompa, filtre, elektrik motoru ve sisteme uygun bağlantı elemanları mevcuttur. Tüm bu ekipmanlar sistemden ayrı olarak yerleştirilmişlerdir ve soğutucu ilavesi yapılarak ta kullanılmaktadırlar. Akışkan sürekli olarak pompa tarafından emilerek filtreden geçirilmekte ve daha sonra tekrar tanka dönmektedir. Bu tip çalışma kusursuzluk etkisi göstererek akışkanın kirlilik seviyesini sabit hale getirmektedir. Off-line Filtrasyon havalık Mevcut Hidrolik Sistem pompa Off-line filtre Opsiyonel soğutucu Şekil 27. Off-line filtrasyon sistemi

186 185 Tablo 11. Filtrelerin kullanım yerlerine göre karşılaştırılması Filtre Elemanlarının ve Yerleşim Yerlerinin Karşılaştırılması Filtre Yerleşimi Avantajları Dezavantajları Emiş Filtresi Pompanın korunması için son şanstır Bakımı oldukça kolay bir ekipmandır. Kaba filtre elemanı kullanılmalı veya basınç düşümünü azaltmak için büyük boyutlu seçilmelidir. Maliyeti nispi olarak yüksektir. Pompadan gelebilecek aşınmış parçalara karşı sistemi koruyamaz. Birçok değişken debili pompa için uygun değildirler ve imalatçılar tarafından tavsiye edilmezler. Basınç Filtresi Özel ekipmanların korunmasını sağlar. Sistemin genel temizlik seviyesine katkıda bulunur. Yüksek verimlilikte, çok iyi filtrasyon yapacak filtre elemanları mevcuttur. Pompadan gelebilecek parçaları yakalayabilirler. Filtre gövdesi, toplam sistem basıncını karşılayabilecek kapasitede olup bu oranda pahalı bir ekipmandır. Çalışan ekipmanlardan gelecek kirliliği yakalayamazlar. Dönüş Filtresi Arızalı silindirlerden ve aşınmış ekipmanlardan gelebilecek kirliliğe karşı tanka dönmeden önce sistemi korurlar. Düşük çalışma basıncı olduğu için maliyeti düşüktür. Hat tipi ve tank üzeri bağlantı yapılabilme kolaylığı vardır. Pompadan gelecek kirliliğe karşı sistemi koruyamaz. Dönüş hattındaki dalgalanmalardan dolayı filtrelerin performansı etkilenir. Direkt olarak hassas ekipmanları koruyamaz. Nispi olarak maliyeti yüksektir. Off-line Filtrasyon Sistemi kapamadan sürekli olarak filtrasyonun yapılması sağlanabilir. Ana sistem durdurulmadan servis işlemleri tamamlanabilir. Sistem üzerinde basınç dalgalanmaları olmadığı için filtre elemanının performansı ve ömür değerleri oldukça iyidir. Özel temizlik seviyelerine ulaşabilme ve bu seviyeyi koruyabilme. Soğutucu sistemi ilave edilerek ortak çalışma yapabilme kolaylığı. Kurulum maliyeti yüksektir. Sistemin yerleşimi için ilava bir alana ihtiyaç vardır. Direkt olarak ekipmanları koruyamaz. Filtrasyon Gerçeği: Off-line filtrasyonda pompanın debisi; ana yağ tankının minimum % değeri kadar olmalıdır. Sistemin temizlik seviyesi ise, direkt olarak sistem filtresinin üzerinden geçen akışkanın miktarı ile orantılıdır.

187 AKIŞKAN ANALİZİ Kağıt Testi Taşınabilir Partikül Sayıcı Labaratuvar Analizi Akışkan analizi iyi bir bakım programının başlıca yapılan işlemlerinden birisidir. Akışkan analizi ile, imalatçının belirttiği akışkan özelliklerine ulaşması, akışkanın bileşiminin tespit edilmesi ve genel sistem temizlik seviyesine karar verilmesini sağlanır. Kağıt testi esasta görsel bir analiz metodudur. Genellikle, alınan numunenin özel bir kağıt eleman üzerinden geçirilerek mikroskop altında ISO standartlarına göre renk ve içerik karşılaştırılması yapılmasıdır. Bu karşılaştırmada sistemin temizlik seviyesi geçti veya geçmedi şeklinde hesaplanır. Diğer bir yöntemde ise test kağıdı üzerindeki aktuel kirlilik mikroskop altında sayımı yapılarak ISO temizlik seviyesi tespit edilir. Her iki yöntemde de insan faktörü işin içerisinde olduğu için hata payı oldukça yüksektir. Taşınabilir partikül sayma sistemi, akışkan analiz yöntemlerindeki son ve önü açık bir gelişmedir. Lazer ışığı altında optik olarak 2 mikrona kadar parçacıkların sayımı rahatlıkla yapılabilmektedir. Bu teknolojinin avantajı zamandan bağımsız olarak, hassasiyeti, tekrarlanabilirliği yüksek ve taşınabilir olmasıdır. Test seviyesi genellikle bir dakikanın altındadır. Lazer partikül sayıcı genellikle, partikül sayısı ve temizlik seviyesini vermektedir. Bazı modellerde viskozite ve su miktarını veren cihazlar da mevcuttur. Laboratuvar analizinde akışkan ile ilgili tüm özellikler tespit edilmektedir. Viskozite Nötralizasyon numarası Su miktarı Partikül sayımı Spektrometrik analiz(aşındırıcı ve ilave maddelerin miktarı, ppm) Eğilim Grafiği Fotomikroskop Tavsiyeler

188 187 Sistemden, temiz bir kap içerisinde numune yağ alınmakta ve bu yağın hangi sisteme ait olduğu dikkatli bir şekilde yazılmaktadır. Bu yağ alım işlemleri ile ilgili standartlar en ince ayrıntısına kadar belirtilmiştir. Akışkan ile ilgili tüm bilgiler bu analiz metodunda kolaylıkla tespit edilebilmektedir, fakat böyle bir labaratuarın kurulum maliyetleri oldukça yüksektir. SONUÇ Hidrolik sistemlerde, çalışma maliyetlerini ve sistem performansını artırabilmek için iyi koruyucu bakım planı uygulamak gerekmektedir. Bu planı uygulayabilmek için sistemlerdeki arızaların nedenleri, kaynakları ve önleme yöntemleri iyi bir şekilde tespit edilerek, gerekli önlemler alınmalıdır. İyi bir filtereleme sistemi, zamanında yapılan eleman değişiklikleri, akışkanın belirli periyotlarla analiz edilmesi vb. yöntemler, yüksek maliyetlerle kurulan hidrolik sistemin ömrünü uzatacak ve gereksiz zaman (işgücü) kayıplarını ortadan kaldıracaktır. KAYNAKLAR [1] The Handbook Of Hydraulic Filtration PARKER Hannifin Corporation Hiydraulic Filter Division [2] Filtration Technology Bulletin 0241-B1 PARKER Filtation [3] Premier Product Catalogue Catalogue PARKER Filtation ÖZGEÇMİŞ Salih EMANET 1972 yılında Sakarya ili Karasu ilçesinde doğdu. İlk, Orta ve Lise eğitimini burada tamamladı yılında Y.T.Ü Makine Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümünden mezun oldu. İzmir Tersanesi Komutanlığında 1996 yılında askerlik görevini tamamladı. Sırası ile Piomak A.Ş. ve Denison Hidrolik firmalarında proje mühendisi olarak çalıştı yılından itibaren Hidroser A.Ş. de proje ve satış mühendisi olarak görev yapmaktadır. Evli ve bir çocuk babasıdır.

189 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 14 Hidrolik Ünitelerde ve Yağlama Sistemlerinde Bakım ve İşletme Maliyetlerinin Filtrasyon Yoluyla Azaltılması Ö. TANZER GÖKALP Hidropar Ltd. Şti.

190 191 HİDROLİK ÜNİTELERDE VE YAĞLAMA SİSTEMLERİNDE BAKIM VE İŞLETME MALİYETLERİNİN FİLTRASYON YOLUYLA AZALTILMASI Ömer Tanzer GÖKALP ÖZET Hidrolik sistemlerde filtrasyon ve fitrasyonun önemi Türkiye de hala tam olarak anlaşılamamış ve hak ettiği değeri yeteri kadar görememiştir. Oysa hidrolik sistemlerdeki arızaların %70 ila 80 i, rulman ve yataklama arızalarının da %90 ı hidrolik yağın veya yağlama yağının kirliliğinden kaynaklanmaktadır. Bu durum hem yedek parça sarfiyat maliyetlerine hem de bakım maliyetlerine çok büyük negatif etkisi vardır. Hidrolik ve yağlama sistemlerinde filtreler doğru seçilmeli, uygun uyarı sistemleri kullanılmalı ve periyodik yağ partikül sayımı ve su oranı ölçümü yapılmalıdır. Tebliğimizde; niçin filtrasyon yapmanın önemli olduğu, yağı kirlilikten koruma yolları, uygun filtre seçimi, NAS ve ISO standartları, hidrolik filtrasyonla maliyet azaltma analizi uygulamalarla anlatılacaktır. GİRİŞ: Hidrolik filtrasyon; hidrolik bir akışkanla çalışan tahrik sistemindeki akışkanın veya sistem yağlama akışkanının, aynı sistemin kurulması, çalışması esnasında oluşan ayrıca dış ortamlardan çeşitli yollarla alınan yabancı partiküllerden arındırılması işlemidir. Önemi bütün hidrolik sistemler için geçerli ve hayatidir. Bir hidrolik veya yağlama sisteminin talep edilen teknik şartları yerine getirmesi için doğru filtreler bu sistemin imalat aşamasında seçilmelidir. Ayrıca devreye alınıp çalışmaya başladıktan sonra bu filtrelerin durumları takip edilmelidir. Kirlilik (Kontaminasyon): Hidrolik sistemlerdeki kirliliğe sebep olan kirlilik faktörleri aşağıdaki gibi sıralanabilir: 1- Enerji kirlenmesi : Isı, elektrostatik, ışık, manyetizma, 2- Gaz Kirlenmesi : Havanın direkt hidrolik akışkan ile teması 3- Sıvı kirlenmesi : Suyun hidrolik akışkana karışması 4- Mikrobiyolojik kirlenme : Bakteri oluşumu 5- Katı Partikül kirlenmesi : Hidrolik sistemlerin ana kirleticisi.(toz,çapak,cüruf,boya,pas vs.) Bu makale konusu partikül kirlenmesinin hidrolik sistemlerdeki etkisi ve filtrasyonla partikül kirliliğinin önlenmesi olduğundan ilk dört maddeye değinilmeyecektir. Katı Partiküller hidrolik sistemde aşağıdaki sebeplerle bulunurlar: 1. Hidrolik komponentlerin üretimi esnasında oluşan kirlilik : İç yapılarının karmaşıklığı sebebiyle tam temizleme imkansızdır. Depolama koruyucu malzemeleri kir ve toz tutarlar.

191 İlk montaj esnasında oluşan kirlilik :Bunlar toz, boya, kaynak cürufları, keçe conta parçaları, çapaklar, teflon parçaları, hidrolik yağdaki katı partiküller 3. Çalışma esnasında oluşan kirlilik : hidrolik sistemlerdeki komponentlerin hepsi birer katı partikül kir üreticisidir. Yeni pompanın alışması, eski komponentlerin aşınması, valf sürgülerinin hareketi, silindir hareketi az veya çok katı partikül oluşumuna neden olur. 4. Çalışma ortamından gelen katı partiküller: Hidrolik sistemlere çalıştığı ortama göre az veya çok katı partikül girer. Bunlar tank kapağından, hidrolik silindirlerin çalışması esnasında mil ucundan, açık bırakılan hortum veya boru gibi uçlardan olabilir. Bu katı paritküllerin yağdaki mevcudiyeti ile ilgili dünyada bazı standartlar ve sınıflandırmalar vardır. Aşağıdaki tablolar NAS ve ISO sınıflamalarını göstermektedir. NAS KODU 100 ml de P a r t i k ü l Sayısı NAS 1680 e göre 2 5 µm 5 15 µm µm µm µm > 100 µm ISO KODU 100 ml deki Partikül Sayısı ISO KODU 100 ml deki Partikül Sayısı ISO 4406 YA GÖRE den e kadar ISO 4406 YA den e kadar GÖRE 0 0,

192 193 NAS 5 ISO 14/11 Modern hidrolik sistemin ihtiyacı NAS 7 ISO 15/13 Yeni yağ,mini konteynerle taşınan

193 194 NAS 9 ISO 18/15 Yeni yağ (tankerle taşınan) NAS 12 ISO 21/18 Yeni yağ, varille taşınan

194 195 NAS 1638 e göre sınıflandırmada 14 temizlik derecesi vardır. Her sınıfta beş parçacık büyüklüğü aralığı için belli bir partikül miktarı verilmiştir. ISO DIS 4406 ya göre olan sınıflandırmada 5 m ve 15 m d belirlenmiş ve akışkanın temizlik derecesi her iki partikül sayımı esas alınarak belirlenmiştir. Toplam 26 sınıflandırma aralığı mevcut olup temizlik derecesi tanımlanırken sadece iki rakam kullanılır. İlk rakam 5 m den, ikinci 15 m den büyük p Yukarıdaki NAS ve ISO tablolarına göre hidrolik ekipmanlarda kullanılması gereken standartlar şöyledir. Hidrolik-komponentler Temizlik sınıfları Önerilen mutlak NAS 1638 ISO DIS 4406 filtrasyon oranı [µm] Dişli pompa 9 21/18/15 10 Silindir 9 21/18/15 10 Yön valfler 9 21/18/15 10 Emniyet valfleri 9 21/18/15 10 Kısma valfleri 9 21/18/15 10 Pistonlu pompa 9 21/18/15 10 Paletli pompa 9 21/18/15 10 Basınç valfleri /16/13 5 Oransal valfler /16/13 5 Servo valfler 4 16/13/10 3 Servo silindirler 4 16/13/10 3 Mutlak Filtrasyon Değeri Mutlak filtrasyon değeri, tespit edilmiş test şartlarında filtreden geçebilecek en büyük katı küresel partikül çapıdır. Bu değer filtre elemanındaki en geniş yağ geçiş açıklığını gösterir. Beta Oranı Beta oranı filtre elemanından geçen akışkandan elemanın katı partikülleri tutma oranını ifade eder. Beta oranı filtre elemanının verimi olarak kabul edilir. Filtrasyon oranı βχ = Filtre elemanına giren katı partikül sayısı Filtre elemanından çıkan katı partikül sayısı Mesela beta oranı β10 = 2 β10 olan = bir filtre elema 200 olan bir filtre elemanı geçen her 200 katı partikülden 199 unu tutar ve verimi %99,5 dir. Filtre elemanının kalitesini belirlemede beta oranı en önemli kriterlerden biridir.20 µm lik ama beta oranı 200 olan bir filtre elemanı, 10 µm lik ve beta oranı 2 olan bir filtreden her zaman çok daha iyi bir filtrasyon sağlar. Yeterli filtrasyonun ilk adımı doğru filtre seçimidir.

195 196 FİLTRELERİN SEÇİM KRİTERLERİ Filtreler aşağıdaki kriterlere göre seçilirler: Uygulama alanı Filtrenin pozisyonu Hidrolik elemanların kire karşı hassasiyeti Filtreleme oranı Akışkanın cinsi Viskozite Çalışma sıcaklığı Çalışma basıncı Debi Kirlilik göstergesi tipi Filtre seçiminde giriş çıkış basınç farkının hesaplanması p toplam= f 2 x ( p gövde + f 1 x p eleman ) f 1 : Viskozite düzeltme faktörü (eğer Viskozite değeri 32 mm 2 /sn. den farklı ise) f 2 : Ortam kirliliğine ve bakım şartlarına bağlı faktör ( 1-2,3 arası) p toplam < 0,2 x p kirlilik göst. p bar Filtre Gövdelerindeki Basınç Düşümü Debi [lt/dak.]

196 197 Filtre elemanlarındaki basınç düşümü p bar Debi [lt/dak.] FİLTRE TİPLERİ 1- EMİŞ HATTI FİLTRELERİ Büyük katı partiküllerinin pompa emişinde tehlikeli düzeyde olduklarında kullanılan filtrelerdir. Bu filtreler genellikle gövdesiz olup hidrolik tankında yağ seviyesinin altında kullanılırlar. Pompaların emişleri çok hassas ve kavitasyona açık olduklarından bu filtreler genelde 100 µm civarında filtrasyon aralığına sahip olmak zorundadırlar. Daha düşük gözenek çapı pompanın emişini zorlaştırdığından kavitasyona bu da pompanın ömrünün kısalmasına sebep olur. Belirtilen sebepler ışığında bu tip filtreler bir by-pass valfi ile çalışmalıdır. Yapısı örülü telden (wire mesh) imal edilmiştir. Türkiye de filtre denince akla ilk gelen ve vazgeçilmez zannedilen bu filtreler tam tersine yanlış kullanım ve beklentiler sebebiyle hidrolik sistemler için ciddi problem kaynağıdır. Yukarıdaki anlatımlardan bir hidrolik sisteminin ihtiyacının 10 ve/veya 20 µm lik filtreler olduğu görülmektedir. Oysa emiş filtresi takriben 100 µm lik ve çok düşük verimlidirler. Eğer periyodik olarak değiştirilebilseler tek faydaları tankın içindeki gayet büyük katı partiküllerin pompa tarafından emilmesini önlemektir. Maalesef Türkiye şartlarında bazı sektörlerde bu emiş filtresi tek filtre olarak kullanılmakta ayrıca gözden uzak ve ulaşılması zor olması sebebiyle kontrol edilememektedir. Bunun sonucu bu filtrelerde toplanan katı partiküller çamurlaşmakta veya zamanla delinmektedir. Bu durum da sistemde kavitasyon ve arızalara sebebiyet vermektedir. Metal örgü,100 µm

197 BASINÇ HATTI FİLTRELERİ Bu tip filtreler pompadan sonraki hidrolik komponentleri (özellikle oransal ve servo sistemlerde) korumak için kullanılır. Bu filtreler yüksek basınçlara dayanabilecek filtre gövdeleri ve elemanlarında oluşmuştur. By-pass valfli ve valfsiz kullanılabilir. Ciddi manada filtrasyon bu tip filtrelerle katı partiküller hidrolik komponentlere ulaşmadan sağlanır. Özellikle oransal valflerin kullanıldığı plastik ve metal enjeksiyon makinalarında, hidrolik devre ve elemanların ömrünün uzaması için kesinlikle kullanılması gerekir. Yapısı fiber glas, metal fiber veya kağıt fiber olup tek kullanımlıkdır.. Çalışma basınçları maksimum 420 bar mertebelerindedir. 3- DÖNÜŞ FİLTRELERİ Bu filtreler geri dönüş hattının sonuna yerleştirilirler ve genelde tank üzerine monte edilirler. Görevleri sistemden gelen bütün katı partiküllerin tanka dökülmeden filtre edilmesi ve hidrolik tanktaki yağın daima temiz kalmasıdır. Bu filtrelerin maliyetleri basınç hattı filtrelerine göre daha düşüktür. Çalışma basınçları maksimum 25 bar mertebelerindedir. Fiber glas, 20 µm 4- KİRLİLİK GÖSTERGELERİ Kirlilik göstergeleri filtre elemanlarının değiştirilme zamanlarını, kirlenme sebebiyle filtre geçişinde artan basınç farkını hissederek tespit eder. Genelde kullanılan tipleri: Manometre tipi, optik, basınç sviçli vs.dir. Kirlilik göstergeleri filtrenin kullanım alanına göre seçilmeli ve mutlaka kullanılmalıdır. 5- SİRKÜLASYON FİLTRE ÜNİTESİ Sirkülasyon filtreleri sistemin tankına hidrolik komponentlerden bağımsız olarak bağlanmış, elektrik motoru akuplajlı bir sirkülasyon pompası ve uygun filtreden oluşur. Gayesi Hidrolik depodaki akışkanı devamlı olarak filtre ederek sistemin daima temiz kalmasını sağlar. Özellikle demir çelik, kağıt, çimento vb. sektörlerde birçok uygulamada kullanılır.

198 199 FİLTRASYONUN İŞLETME VE BAKIM MALİYETLERİNE POZİTİF ETKİSİNİN ÖRNEKLE AÇIKLANMASI Bu kısımda ele alacağımız örnek bir işletme ile filtrasyon gibi özellikle ülkemizde gereken önem verilmeyen bir işlemle bakım ve işletme maliyetlerinin nasıl ciddi bir şekilde azaltılabileceğini inceleyeceğiz. İŞLETME : Plastik enjeksiyon makinaları ile üretim yapan plastik fabrikası ENJ. MAKİNASI ADEDİ : 50 ÇALIŞMA SÜRESİ/YIL : saat (16 x 6 x 52 ) TOPL. ÇALIŞMA SÜRESİ : saat (5.000 x 50) MAKİNE MASRAFI/SAAT : 51 EURO ORT. ÇALIŞMA VERİMİ :%90 TOPLAM DURUŞ SÜRESİ : saat DURUŞ SEBEPLERİ Mekanik veya elektrik arızalar (%65) : saat Hidrolik arızalar (%35) : saat Yağ kirliliğinden oluşan Hidrolik arızalar (%70) : saat Diğer sebeplerden oluşan arızalar (%30) : saat AKIŞKAN SEBEPLİ ARIZALARIN DURUŞ MALİYETİ BAKIM MALİYETİ TOPLAM MALİYET : EURO : EURO : EURO YAĞ FİLTRASYONU İLE ÖNLENEN HİDROLİK ARIZALAR (%90) İLE KAZANILAN ZAMAN : 613 saat DURUŞ MALİYETİNDEKİ AZALMA BAKIM MALİYETİNDEKİ AZALMA : EURO : EURO TOPLAM MALİYETTEKİ YENİ DURUM : EURO YENİ HİDROLİK SEBEPLİ DURUŞ ZAMANI YENİ TOPLAM DURUŞ ZAMANI : saat : saat ORTALAMA ÇALIŞMA VERİMİNDEKİ ARTIŞ : %92,2

199 200 SONUÇ Hidrolik filtrasyon bu makalenin de bir nebze açıkladığı gibi hidrolik sistemlerde hayati fonksiyon taşımaktadır. Hidrolik komponentler seçilirken kullanılacak filtreler uygun olarak tespit edilmelidir. Yukarıdaki fabrika örneğinden de anlaşılacağı üzere yetersiz veya hiç olmayan filtrasyon endüstride çok büyük maliyet kayıplarına neden olmaktadır. Bir makinada (örn. Plastik enjeksiyon makinasında) basınç ve dönüş filtresinin bulunması hidrolik komponent maliyetini takriben %10 arttırır. Bu ilk yatırım maliyeti olarak bir artış şeklinde görülse de işletme maliyetini düşüren çok önemli faktördür. Çünki işletme maliyeti bakımından filtre elemanlarının değeri hidrolik sistemlerin değerinin yaklaşık %0,1 bile değildir. Plastik enjeksiyon makinalarında bir oransal valfin (10 m - NAS filtrasyon 6-8) veya bir paletli yada pistonlu pompanın (10-20 m NAS filtrasyon 9) değeri filtre elemanının birkaç yüz katıdır. Ayrıca fabrikalarda bakım mühendisleri makinalarındaki hidrolik akışkanlardan periyodik olarak yağ numuneleri alıp bunları partikül ölçüm cihazları ile NAS veya ISO standartlarını çıkarmalıdır. Eğer hidrolik sistemde filtre elemanlarının çabuk dolduğundan şikayet ediliyorsa bu iyi bir göstergedir (filtre seçimi doğru yapıldıysa). Bu yağdaki kirliliğin yüksek olduğuna, o da sistemde bir aksaklık olduğuna işaret eder. Bu aksaklıklar aşınmış bir pompa veya silindir, dış ortamdan katı partikül alınması (açık depo kapağı, çok tozlu ortam vs.) gibi olabilir. Böylece bakımcılar derhal müdahale edip katı partikülün kaynağını bulabilirler. Tecrübelere göre plastik veya metal enjeksiyon makinaları ile üretim yapan bir fabrikada eğer yetersiz filtrasyon varsa paletli pompalar veya valfler 6 ay 1 sene civarında bozulmaktadır. Filtrasyona azami önem gösterilen fabrikada ise bu süre 5-10 sene hatta daha uzun sürelere çıkabilmektedir. KAYNAKLAR [1] Nıckolay H. Element Technologıe- Hydac Hydac Gmbh Eğitim Notları, 1999 [2] Jacob E. Fılter Selectıon Hydac Hydac Gmbh Eğitim Notları, 1999 [3] Reık M. Contamınatıon Hydac Gmbh Eğitim Notları, 1999 [4] Pınches J. M. Güç Hidroliği, Prentıce Hall-M.E.B [5] Reık M. Akışkanlar Tekniğinin Temel Esasları Ve Elemanları, Mannesmann [6] Rexroth A.Ş ÖZGEÇMİŞ Ömer Tanzer GÖKALP 1967 yılı İstanbul doğumlu, Yıldız Teknik Üniversitesi Makine Fakültesinden 1988 yılında Makine Mühendisi lisans, 1992 yılında aynı üniversiteden Enerji Makinaları bölümünden Yüksek Lisans derecelerini aldı. Marmara Üniversitesi İngilizce İşletme Contemporary Business Management bölümünden 1989 yılında mezun oldu da Netaş Northern Telecom,A.Ş de Tekfen İnşaat A.Ş. firmalarında çalıştı arası Hipaş A.Ş. firmasında proje ve satış mühendisi olarak görev yaptı. HİDROPAR LTD. ŞTİ. adıyla kurduğu firmasında 1999 dan bu yana hidrolik, pnömatik proje,ithalat,satış faaliyetlerinde bulunmaktadır.

200 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 15 Motorlu Araçların Soğutulmasında Hidrostatik Fan Tahriği PARS KAPLANGI Bosch-Rexroth A.Ş.

201 203 MOTORLU ARAÇLARIN SOĞUTMASINDA HİDROSTATİK FAN TAHRİĞİ Pars KAPLANGI ÖZET Günümüzde, çeşitli iş makinalarında (vinçler, yükleyiciler, hafriyat makinaları gibi), otobüslerde, demiryolu araçlarında, ağır yük taşıma araçlarında ve Diesel motorlarıyla tahrik edilen çeşitli makinalarda Hidrostatik Fan Tahriği sıkça kullanılmaktadır. Hidrostatik tahrikli fanın görevi, içten yanmalı motorun çevrimi esnasında oluşan ve radyatöre ulaşan ısı kayıplarını atmosfere atmak dolayısıyla da motoru soğutmaktır. İçten yanmalı motorlarda optimum verimi yakalamak, EURO 3 emisyon standartlarında belirlenen tavan değerinin altında kalmayı garantilemek ve motor parçalarındaki aşınmayı minimumda tutmak için, doğru çalışma sıcaklığına mümkün olduğu kadar çabuk çıkmak ve daha sonrada bu değeri olabildiğince sabit tutmak çok önemlidir. Hidrostatik fan tahriği, kayış - kasnaklı sistemlere, elektrikli veya kranktan direkt tahrik yolu ile gerçekleştirilen sistemlere göre sistem tasarımında sağladığı esneklik, verimli çalışma gibi avantajları nedeniyle üstünlük sağlamaktadır. 1. GİRİŞ Günümüzde, çeşitli iş makinalarında (vinçler, yükleyiciler, hafriyat makinaları gibi), otobüslerde, demiryolu araçlarında, ağır yük taşıma araçlarında ve Diesel motorlarıyla tahrik edilen çeşitli makinalarda Hidrostatik Fan Tahriği sıkça kullanılmaktadır. Hidrostatik tahrikli fanın görevi, içten yanmalı motorun çevrimi esnasında oluşan ve radyatöre ulaşan ısı kayıplarını atmosfere atmak dolayısıyla da motoru soğutmaktır. İçten yanmalı motorlarda optimum verimi yakalamak, EURO 3 emisyon standartlarında belirlenen tavan değerinin altında kalmayı garantilemek ve motor parçalarındaki aşınmayı minimumda tutmak için, doğru çalışma sıcaklığına mümkün olduğu kadar çabuk çıkmak ve daha sonrada bu değeri olabildiğince sabit tutmak çok önemlidir. Hidrostatik fan tahriği, kayış - kasnaklı sistemlere, elektrikli veya kranktan direkt tahrik yolu ile gerçekleştirilen sistemlere göre aşağıya sıralanan avantajları nedeniyle üstünlük sağlarlar. Ana avantajları - Tüm soğutma sistemindeki esneklik - Sistemi oluşturan komponentler için çok az yer gerekir ve aynı zamanda güç yoğun olduklarından daha hafiftirler - Fanın sadece gerektiğinde devreye girmesi ve gerektiği kadar güç üretmesi

202 204 - Maksimum fan hızının, içten yanmalı motor hızından tamamiyle bağımsız olması (fanın karakteristiği ve/veya hidrolik motorun maksimum hızıyla sınırlanır) ve atılması gereken ısıya bağlı olarak kontrol edilebilmesi - Düşük histerisis - Soğutma sıvısının sıcaklığının çok hassas kontrolu - Güvenilirlik, sağlamlık - Çok az enerji kaybı Radyatörün soğutma performansı, onun soğutma kapasitesi ve peteklerin arasından geçirebildiği hava kütlesi debisine bağlıdır. Tabiki aynı zamanda radyatörün tasarımına, fan çarkının profiline, çapına ve de fan hızına da bağlıdır. Radyatör, yüzeylerine ulaşan atık ısıyı yutar ve bunu çevresindeki ortama iletir. Şekil 1. Fan karakteristiği Bir soğutma sistemi tasarlarken aşağıya çıkartılan noktalara dikkat etmek gerekir - Diesel motorun maksimum ve minimum hızı (yada diğer bir deyişle hidrolik pompa tahrik hızları) - Maksimum fan hızının (veya soğutma kapasitesinin) gerekebileceği en düşük pompa tahrik hızı - Maksimum ve minimum fan hızları - Fanın maksimum tahrik gücü İçten yanmalı motorlarda optimum verimi yakalamak, EURO 3 emisyon standartlarında belirlenen tavan değerinin altında kalmayı garantilemek ve motor parçalarındaki aşınmayı minimumda tutmak için, doğru çalışma sıcaklığına mümkün olduğu kadar çabuk çıkmak ve daha sonrada bu değeri olabildiğince sabit tutmak çok önemlidir. İlave istekler: C ila +100 C gibi oldukça geniş çalışma sıcaklığı menzili - Azalan radyatör performansı neticesinde otomatik olarak artan fan hızı; mesela radyatör peteğinin veya kanatçıklarının kirlenmesi nedeniyle, veya yüksek irtifalarda çalışma nedeniyle

203 205 - Yüksek ısı yüklü ani girişlerde (mesela retarder) fan hızında ani artış - Emniyet tedbirleri; mesela elektronik ile desteklenmiş sistemlerde, herhangi bir elektrik arızasında maksimum fan gücünün garanti edilmesi gibi Şekil 2, hidrostatik fan tahriğindeki çeşitli opsiyonları göstermektedir. Hidromekanik kontrol basit sistemlerde kullanılmaktadır. Diğer bir deyişle sadece bir veya iki sıvının sıcaklığı kontrol edilir. Elektrohidrolik kontrol, çok hızlı cevap verme ve yüksek kontrol kalitesi avantajlarına sahiptir. Çeşitli gaz ve sıvı sıcaklık muşirleri ile mikro kontroller kullanılarak kompleks sistemler oluşturulabilir. Değişken deplasmanlı pistonlu pompalı hidrostatik fan tahrik sistemleri tüm bu ihtiyaçları kolaylıkla yerine getirebilir. Ancak bazen, gerek komponent boyutları ve / veya gerekse fiyat kriterleri nedeniyle değişken deplasmanlı pompalı sistemler kullanılmaz. Bu ve fan tahrik gücünün 10 ila 15 kw ın altında kaldığı durumlarda sabit debili pompa ve öncelikli valf kullanılan sistemler iyi bir alternatif olarak karşımıza çıkar. Hidrostatik fan kontrol sistemleri Hidromekanik kontrol Elektrohidrolik kontrol Sabit debili dıştan dişli pompalar Dıştan dişli motorlar Termal basınç emniyet valfleri Öncelikli valf Değişken deplasmanlı, eksenel pistonlu pompa Sabit debili motor Termal basınç emniyet valfi Sabit debili içten dişli pompalar (veya dıştan dişli) İçten dişli motorlar Elektronik sistem Sıcaklık sensörleri Değişken deplasmanlı, eksenel pistonlu pompa Sabit debili motor Elektronik sistem Sıcaklık sensörleri Şekil 2. Hidrostatik fan kontrol sistemleri Dıştan dişli pompa ve motorlu, hidromekanik kontrollu fan tahriği Sabit debili pompa ve sisteme eklenmiş öncelikli valfli bir hidrostatik fan tahrik sisteminde (Şekil 4), sistemdeki öncelikli valf, Diesel motorundan hava kütlesi akışı ile atılacak ısı yükü için gerekli basınç ve debiyi daima fan motorunda koruyacak şekilde termal basınç emniyet valfi tarafınca kontrol edilir. öncelikli valfinden artan debi başka amaçlarla kullanılabilir veya tanka gönderilir. Öncelikli valf pompanın arka kapağına adapte edilebilceği gibi, sisteme ayrı olarak da konulabilir. Bahsettiğimiz termal basınç emniyet valfi, direkt uyarılı oturtmalı popet tipi, nominal basıncı belirlenen sınırlar arasındaki sıcaklık ile oransal olarak değişen bir basınç emniyet valfidir. Şematik gösterimi aşağıdaki gibidir. Şekil 3. Termal basınç emniyet valfinin hidrolik sembolü

204 206 Şekil 3 de, 1 numara ile gösterilen termal eleman, sıcalığa bağlı olarak uzar ve 2 ve 3 numaralı yayları sıkıştırır, dolayısıylada basınç emniyet valfinin ayarı orantılı bir şekilde artar. Bu sıcaklık basınç değişimini aşağıdaki çalışma eğrilerinden daha iyi görebiliriz. Çeşitli uygulamalar için farklı sıcaklık aralıkları ve farklı basınç aralıkları seçilebilir. Yine bu valfe ait histerisis değerleri şekil 4 te gösterilmiştir. Şekil 4. Termal basınç emniyet valfi çalışma eğrileri Şekil 5. Dıştan dişli pompa ve motorlu, hidromekanik kontrollu fan tahriği

205 207 Sistemin ana avantajları: - Radyatör, Diesel motora bağımlı olmadan istenen veya uygun herhangi bir yere yerleştirilebilir - Dişli pompaların sağladığı ufak ölçüler - Hesaplı fiyat / performans oranı - Belirlenen alt ve üst değerler arasında kademesiz fan hızı kontrolu Eksenel pistonlu pompa ve motorlu, hidromekanik kontrollu hidrostatik fan tahriği Değişken deplasmanlı ve uzaktan basınç kontrollu pistonlu pompalı bir hidrostatik fan tahrik sisteminde (Şekil 6), pompanın çalışma basıncı soğutulacak suyun veya yağın sıcaklığına uygun olarak termal basınç emniyet valfi tarfınca kontrol edilmektedir. Bu durumda pompanın debisi, herhangi bir kısma kaybı söz konusu olmaksızın gerekli fan hızını yakalamak için gerekli debiye ayarlanmış olur. Veya diğer bir deyişle atılması gereken ısı yükü ile soğutma kapasitesi dengelenmiş olur. Termal basınç emniyet valfi, adından da anlaşılacağı gibi çalışma aralığı içindeki bir sıcaklık değerine göre basıncı kontrol eder. Bu valf pompanın çalışma basıncını, pompanın kontrol organındaki uzaktan kumanda portu üzerinden kontrol eder. Sabit debili eğik eksen prensipli veya eğik disk prensipli pistonlu motorlar (normal veya gömme tipleri) kullanılabilir. Motor giriş çıkış portları arasında kullanılan anti kavitasyon çek valfi gerek hatta veya gerekse motorun port pleytine adapte edilebilir. Sistemin ana avantajları: - Radyatör, Diesel motora bağımlı olmadan istenen veya uygun herhangi bir yere yerleştirilebilir - Belirlenen alt ve üst değerler arasında kademesiz fan hızı kontrolu - Değişken deplasmanlı pompanın tahrik gücü, gereken fan gücü ile uyum içindedir - En aza indirgenmiş kısma kayıpları - Hemen hemen tamamiyle Diesel motor hızından bağımsız fan hızı - Düşük yakıt sarfiyatı Şekil 6. Eksenel pistonlu üniteli, hidromekanik kontrollu fan tahriği

206 208 İçten dişli pompa ve motorlu, elektrohidrolik kontrollu hidrostatik fan tahriği Şayet içten dişli pompa (sabit debili) fan motorunu gerekli basınç ve hız ile tahrik etmeye yeterli miktardan fazla yağ üretirse, fazla yağ motor üzerindeki elektro-oransal basınç emniyet valfi (veya bypass valfide diyebiliriz) üzerinden tanka gönderilir. Fan hızı ve kapasitesi bu oransal basınç emniyet valfi tarafınca ayarlanır. Bu valf motora adapte edilebildiği gibi hat tipi olarakda sisteme konulabilir (şekil 7). Pilot uyarılı oransal basınç emniyet valfi, alçalan karakteristik eğrisi nedeniyle sistemdeki fan kontroller ında bir arıza olduğu zaman maksimum fan gücünü sağlayabilecek emniyet tedbirine sahiptir. Akımın bir şekilde kesilmesi demek valfin maksimum değerine çıkıp by-pass ı kapatması ve pompa tarafınca gönderilen tüm yağın fan motorunda kullanılması demektir. Fan sistemindeki bu oransal valfe gönderilen akım, yine sistemdeki sıcaklık muşirleri aracılığıyla ölçülen sıcaklıklara göre dijital elektronik kontrol ünitesi tarafınca kontrol edilmektedir. Şekil 7. İçten dişli üniteli, elektrohidrolik kontrollu fan tahriği Bu sistem, uygun yer sıkıntısı ve komponentlerden çıkan gürültünün çok sınırlı olabildiği otobüs uygulamalarında gittikçe daha önemli bir yer almaktadır. Bu sistemi her ne kadar içten dişli pompa ve motorlu sistem adı altında verdiysek de, aynı by-pass sistemi dişli pompa ve motorlar ilede gerçekleştirilebilmektedir. Sistemin ana avantajları - düşük debi düzgünsüzlükleri ve düşük gürültü kirliliği - çok düzgün çalışma - yüksek yağ sıcaklıklarında çok az hız kaybı - tüm servis ömrü boyunca yüksek hacimsel verim - fan çarkından kaynaklanan yüksek radyal ve eksenel kuvvetler iç dişli motor tarafından absorbe edilir

207 209 Eksenel pistonlu pompa ve motorlu, elektrohidrolik kontrollu hidrostatik fan tahriği Elektronik basınç regülatörü ED, eğik disk prensipli, değişken deplasmanlı, pistonlu A10.. tipi pompalı fan tahrik sistemlerinde kullanılmak amacıyla tasarlanmıştır. Düşük maliyetli, kompakt ve esnek bir sistem oluşturulmasına olanak verir. Sistem basıncı, pompa üzerindeki oransal basınç emniyet valfine gönderilen akım ile kontrol edilir (Şekil 9). Değişken deplasmanlı pompa, sisteme basılan yağ debisine bağlı olmaksızın, ayar menzili dahilinde sistem basıncını sabit tutar. Pompa üstündeki oransal valfe akım, sıcaklıkları ölçen muşirlerden gelen bilgiler uyarınca dijital elektronik kontrol ünitesinden gönderilir. Diesel motorun hızı değiştiğinde pompa kendisini, gerekli fan hızını ve dolayısıyla sisteme basacağı gerekli yağ debisini kısma kayıpları olmaksızın üretecek şekilde ayarlar. Şekil 8. Statik akım Basınç Eğrisi Mesela valfe giden elektrik kablosunun kopması gibi arıza durumlarında, oransal valfin emniyetli tasarımı sayesinde maksimum soğutma kapasitesi kullanılır durumda kalır (Şekil 8). Şekil 9. Eksenel pistonlu üniteli, elektrohidrolik kontrollu fan tahriği

208 210 Sabit debili eğik eksen prensipli veya eğik disk prensipli pistonlu motorlar (normal veya gömme tipleri) kullanılabilir. Motor giriş çıkış portları arasında kullanılan anti kavitasyon çek valfi gerek hatta veya gerekse motor port pleytine adapte edilebilir. Bu sistem daha ziyade, fan gücü 10 ila 15 kw dan büyük olan; vinç, ekscavator, loader gibi iş makinalarında ve ağır yük nakil araçlarında, lokomotiflerde kullanılmaktadır. Sistemin ana avantajları - Belirlenen alt ve üst değerler arasında kademesiz fan hızı kontrolu - Hemen hemen tamamı ile Diesel motor hızından bağımsız fan hızı - Çalışma parametrelerinin ayrı ayrı değerlendirilebilmesi - Radyatör, Diesel motora bağımlı olmadan istenen veya uygun herhangi bir yere yerleştirilebilir - Belirlenen alt ve üst değerler arasında kademesiz fan hızı kontrolu - Yüksek kontrol kalitesi - En aza indirgenmiş kısma kayıpları - Emniyetli çalışma - Düşük yakıt sarfiyatı SONUÇ İsteklere bağlı olarak, motorlu araçların fanları çeşitli hidrostatik tahrik sistemlerinden biri ile tahrik edilebilir. Bu sayede esnek bir tasarım ve yüksek bir verim vede dolayısıyla düşük emisyon değerleri gerçekleştirilebilir. Hidromekanik olarak yapılan kontrol, basit ve bir veya iki girdili sistemlerde çoklukla kullanılır. Çok girdili kompleks sistemler ise elektrohidrolik olarak kontrol edilir. KAYNAKLAR [1] Çeşitli Rexroth ve Bosch eğitim, tanıtım katalog, broşür ve seminer notları ÖZGEÇMİŞ Pars KAPLANGI 1953 yılında İstanbul da doğdu yılında Ege Üniversitesi Mühendislik Bilimleri Fakültesi Makina Mühendisliği bölümünden Makina Mühendisi olarak iyi derece ile mezun oldu yılına kadar, iş makinaları servis mühendisliği, jant imalat mühendisliği, hidrolik pres imalatı ve ağaç yonga makinası imalatı gibi işlerde çalıştıktan sonra Rexroth daki Mobil uygulama mühendisliği bölümünde işe başladı. Halen bu bölümdeki görevine devam etmektedir.

209 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 16 Hidrolik Gürültü ve Azaltma Yöntemleri BEHİÇ ERTÜRK Osmangazi Üniversitesi

210 213 HİDROLİK GÜRÜLTÜ VE AZALTMA YÖNTEMLERİ Behiç ERTURK ÖZET Bu bildiride işyerinde çevre kirliliği kabul edeceğimiz hidrolik sistemlerindeki gürültü faktörünün; oluşumu, önlenme yöntemleri, bu konuda hidrolik komponent üreticileriyle, tasarımcılara, işletmecilere düşen sorumluluklar özetlenmeye çalışılmıştır. Unutulmamalıdır ki insanı rahatsız edici ses olarak tarif edeceğimiz gürültü faktörünün insan sağlığı açısından olumsuz etkileri yanında, hidrolik sistemde performans kaybı etkileri ile birlikte, gürültünün çalışanlarda verim düşüklüğüne sebebiyeti önemli bir faktördür. Bu çalışmada kavram kargaşasına sebep olmaması açısından ses ile gürültü nün ayrıldıkları nokta tespit edilerek; ses ile gürültüyü değerlendirmede kullanılan standartlar ve ölçüm yöntemleri üzerinde de durulmuş, sesin ve titreşimlerin akustik ortamlarda yayılma şekilleri incelenmiştir. Hidrolik sistemlerde gürültüye sebep olan titreşimlerin önlenmesi ile birlikte gürültü sebebi olan pompa, basınç hatları,yağ tankı, emme hattı ve hidrolik ekipmanlardaki gürültü oluşumu ayrı ayrı incelenerek, alınabilecek önlemler okuyuculara verilerek ekonomik kayıpların önlenmesi hedeflenmiştir. GİRİŞ Hidrolik sistemlerde gürültünün oluşumu ve şiddetinin artması işletme basıncının büyüklüğü ile doğru orantılıdır. Ve tipik bir hidrolik sistemde gürültünün esas kaynağı hidrolik pompadır demek pek abartılı olmaz. Aynı zamanda hidrolik pompanın tipi gürültünün şiddetine tesiri çok fazladır. Hidrolik sistemlerdeki dönen elemanların yaratmış olduğu gürültü ikinci derecededir ve pek itibara alınmaz. Pompaların tipleri kadar üretici firmaların gürültü azaltıcı önlemleri tasarımları uygulamaları gürültü dereceleri bakımından önemli bir faktördür. 1. TANIMLAR SES ve ÖZELLİKLERİ: Ses dalgalar halinde yayılan bir enerji şeklidir. Sesi kulak tarafından algılanabilen herhangi bir ortamdaki ( hava, su v.b ) basınç değişimi olarak tarif edebiliriz. Sesin doğuşu ve yayılması ortamdaki parçacıkların titreşimi ve bu titreşimlerin komşu parçacıklara iletilmesiyle olur. Ortamdaki parçaların titreşimiyle oluşan dalgalar havada basınç değişimleri oluşturur. İşte kulak tarafından alınan bu basınç değişimleri, elektrik sinyallerine çevrilerek beyin tarafından ses olarak algılanır. Aşağıda ses ile ilgili bazı tarifler ve işaretleri verilmektedir:

211 214 GENLİK (P O ): Basıncın en büyük değeridir. PERYOD (T): Basıncın birbirini izleyen en büyük iki değeri arasında geçen zaman peryod adı verilir. Peryodun birimi saniyedir (t b t a ) FREKANS (f): Peryodun tersi frekanstır.( f =1/T ) Birim zamandaki basınç değişim devri sayısı olarak tarif edilebilir. Frekans Hertz birimi ile ölçülür. Frekans sesin baslığını ve tizliğini belirler. Yüksek frekanslı sesler tiz sesleri, alçak frekanslı sesler ise bas sesleri oluşturur. GÜRÜLTÜ: İnsan sağlına zararlı, insanlar tarafından istenmeyen rahatsız edici sesler gürültü olarak tarif edilir. Şekil 1.1. Dalga boyu λ olan basit harmonik se daalgasının bir yönde ilerleyişi Şekil 1.2. Seslerin dalga boylarına göre frekanslarının değişimi

212 215 SES ŞİDDETİ: Sesi oluşturan titreşimlerin atmosferde yarattığı basınç sesin şiddetini belirler. Ses şiddeti değerlendirme birimi desibeldir. Desibel, genelde güç ya da güç eşdeğeri büyüklüklerin ölçmekte kullanılır. Desibel söz konusu bir büyüklüğün, referans büyüklüğe oranının logarıtmasının 10 katıdır. Desibel (db) ile ölçtüğümüz büyüklüklere düzey adı verilir. Örneğin, W değeriki bir gücün Wo referans değerine göre düzeyi, Düzey ( db ) = 10 log W / W o olarak tanımlanır. 0,0002 µ bar (dyn/cm 2 ) basınç yapan ses insanlar için duyma eşiği olara kabul edilmektedir. Kulak 1000 Hz frekanslı ancak 0,0002 dyn/cm 2 basıncın üzerinde duymaya başlar. Kulağın duyabileceği en kuvvetli sesin basıncı 2000 dyn/cm 2 (130 desibel) dir. Bu basınçtaki ses kulakta ağrı yapar ve ağrı duyma eşiği olarak kabul edilir. Aşağıdaki diyagramda (şekil 1.1) insan kulağının duyabileceği seslere ait işitme sınırı ile birlikte frekans, ses basınç düzeyi(desibell) arasındaki ilişki göstermektedir. Şekil 1.3. Normal insan kulağının duyabileceği seslere aitses basınç düzeyi (db) ve frekans arasındaki ilişki Ses şiddeti aşağıdaki bağıntı ile belirtilmektedir : L = 20 log 10 P / P o ( 1.1) L... Sesin şiddeti P... Ölçülen ses basıncı Po... Referans ses basıncı Referans ses basıncı; Nm 2 (metrekare başına newton) dyn/cm 2 alınır.

213 216 SES GÜCÜ DÜZEYİ Bir ses kaynağının yaydığı ses enerjisinin gücüne ses gücü (veya Akustik güç), bu gücün düzeyine ses gücü düzeyi adı verilir. Referans gücü olarak uluslar arası referans Wo =10 12 watt tır. Bu durumda ses gücü W olan bir ses kaynağının ses gücü düzeyi Lw, formülünden hesaplanabilir. Lw = 10 log W / Wo (1.2) Lw = 10 log W / (1.3) Örneğin 0.75 watt ses gücü olan bir hidrolik sistemin ses gücü düzeyi : Lw = 10 log 0.75 / = 119 desibell dir. Bir makinenin ses gücü, bu makinenin toplam gücünün ses olarak yayılan kısmıdır ve genellikle toplam gücün çok küçük bir kısmıdır. Amacı ses üretmek olan hoparlörlerde bile toplam gücün en fazla % 10 u ses gücüdür. Ses gücü düzeyi bilinen bir kaynağın ses gücü (1.3) eşitliğinden elde edilen, W = (Lw / 10 ) (1.4) bağıntısından watt olarak bulunabilir SES BASINÇ DÜZEYİ: Ses kulak tarafından havanın basıncının değişmesi ile algılandığından gürültü açısından ses gücünden daha çok makinelerin belli bir noktada yarattığı ses basıncı önemlidir. Ses basıncı düzeyi Lp, Lp = 10 log P 2 / Po 2 (1.5) olarak tanımlanır. (1.5) formüllünde Po uluslar arası referans basıncı olarak kabul edilen 20 mikropaskal olarak alındığında, ses basınç düzeyi; Lp = 20 log P / (1.6) şeklinde de ifade edilebilir. Lp...Ses basınç düzeyi (db) P...Ölçülen ses basıncı (Newton/m 2 ) Po...Referans basıncı, (Newton/m 2 ) EŞDEĞER SÜREKLİ SES DÜZEYİ: Ses düzeyinin zamanla gelişigüzel değişmesi ve ses düzeyindeki alçalıp yükselmelerin incelenmesinde kullanılır. L eşdeğer =10 log T / To. P2(T) / Po dt (1.7) T...Ölçüm süresi P(T)...Ölçülen sesin A ağırlıklı ses basıncı Po...Referans ses basıncı

214 217 OKTAV: Birinin frekansı diğerinin iki katı olan titreşim aralığına denir. Ses analizinde en önemli veri, yapılan ölçümlerde elde edilen sonuçlardır. Şekil 1.1 diyagram dada görüleceği gibi; genç bir insan kulağı Khertz frekans aralığında duyarlıdır. Gürültü gibi karmaşık bir sesin frekans analizinde sesin çeşitli frekans aralıklarda süzülmesi gerekir. Bu nedenlerle insan kulağının gürültü kontrolü açısından duyarlı olduğu tüm frekans aralılığını incelemek gereksiz ve çok analiz yapılmasını gerektirir. Bu nedenlerle hassas ses veya gürültü ölçümleri için merkez frekanslarına bağlı olarak oktav bant aralıkları geliştirilmiştir. Bu hususta İngiliz B.S tercih edilen standarttır. FON: Gürültünün öznel şiddetini ölçebilmek için fon olarak adlandırılan boyutsuz bir ölçü birimi kullanılmaktadır. Fon ölçüsü, aynı şiddette aynı basıncı yaratan fakat frekansları farklı seslerin eş şiddette algılanması olgusuna dayanmaktadır. Fon değerleri teknik bir aletle ölçülemez. Bu değerler eğitimli ve tecrübeli gözlemcilerin taktir ettikleri öznel değerlerdir. Öznel şiddeti 40 fon olan ses yüksekliğine son denilir. ARI SES: Tek bir frekanstan oluşan sese denir. PERYODİK SES: Değişik frekanslardaki iki veya daha fazla sayıdaki arı sesin birleşmesi sonucunda elde edilen sese denir. KARMAŞIK SES: Periyodik olmayan ses basıncı değişiminin meydana getirdiği sestir. FREKANS ANALİZİ: Periyodik veya karmaşık seslerin kendilerini oluşturan arı seslere ayrılması işlemidir. Her harmonik ses basıncı değişiminin grafikle gösterilmesine frekans dağılımı denir. Bu grafik ses yada gürültü enerjisinin frekanslara göre dağılımını gösterir. Temel olarak ses basıncı değişimlerini elektronik olarak belli bir frekans aralığında fitre ederek bu aradaki titreşimlerin büyüklüğünü yani enerjisini ölçmektir. Frekans analizi yapan cihazlar işlemleri otomatik olarak yapan sabit bant ve sabit yüzdeli bant genişlikli çözümleyicilerdir. Bu cihazlara Frekans Analizörü adı verilmektedir. 2. GÜRÜLTÜNÜN SINIFLANDIRILMASI ve ÖLÇÜMÜ Gürültü değişik açılardan sınıflandırılabilir. a) Frekans dağılımına göre gürültünün sınıflandırılması: 1. Geniş Bant Gürültü: Gürültüyü oluşturan arı seslerin frekansları geniş bir aralığı kaplar. Yanı frekans dağılımı verilmiş hiçbir frekans bandında toplanmamıştır. Her frekanstaki katkının aynı değerlerde olduğu geniş bant gürültüye Beyaz Gürültü adı verilir. Hidrolik pompa gürültüsü bu sınıfa girer. 2. Dar Bant Gürültü : Bu tür gürültünün frekans dağılımı, belli bir frekans bandında toplanmış bir grafik gösterir. Başka bir deyişle, gürültüyü oluşturan arı seslerden frekansı belli bir aralıkta olanlar baskındır. b) Ses düzeyinin zamanla değişimi açısından gürültünün sınıflandırılması: 1. Kararlı Gürültü : Gürültünün düzeyinde zamanla önemli bir değişmenin olmadığı durumdur. Sabit hız ve güçte çalışan içten yanmalı bir makinenin gürültüsü kararlı gürültüye iyi bir örnektir. 2. Kararsız Gürültü : Gözlem süresince gürültünün düzeyinde sürekli ve önemli ölçüde değişiklikler olan gürültü şeklidir. Niteliklerine göre üçe ayrılır Dalgalı Gürültü : Gürültü düzeyinde önemli değişiklikler olan gürültüdür Kesikli Gürültü :Gözlem süresinde gürültü düzeyi aniden ortam gürültü düzeyine düşen ve ortam gürültü düzeyi üzerindeki bir değeri bir saniye veya daha fazla sürede sabit olarak devam eden gürültüdür.( Örneğin durup yeniden çalışan vantilatör gürültüsü) 2.3. Darbe Gürültüsü : Her biri bir saniyeden daha az süren bir veya daha fazla vuruşun çıkardığı gürültüdür.

215 218 Gürültünün ölçülmesindeki amaç bir iş yerinde gürültü düzeylerinin istenilen sınırlar içerisinde olup olmadığının kontrol edilmesi olduğu gibi, gürültü kaynağından istenilen mesafelerdeki gürültü ölçümleri; frekans analizi ile birlikte yapıldığında gürültü kontrol çalışmalarının istenilen amaca ulaşacaktır. Zira gürültünün çalışanlara etkisi gürültü kaynağı ile alıcı arasındaki yayılma alanına bağlı olmaktadır. Bu ara arttıkça gürültüyü oluşturan ses dalgaları hızla zayıfladığından gürültü düzeyi düşmektedir. Ortamdaki gürültünün özelliklerine göre farklı gürültü ölçer cihazlar kullanılmaktadır. Bu amaçla kararlı, sabit gürültü düzeylerinin ölçümünde ses düzeyi ölçerler, karasız darbeli gürültülerin ölçümünde ise gürültü doz ölçerler kullanılmaktadır. Ses düzeyi ölçer cihazlar ile istenilen noktadaki ses düzeyi doğrudan ölçülür. Bu cihazların ibreli ve elektronik olmak üzere basit ve geliştirilmiş tipleri mevcuttur. Endüstri tipi cihazların hassasiyeti db dır. Bu tip ölçerlerin bir kısmında A,B,C,D ağırlıklı skalalara sahip elektronik devreler bulunur. Bu skalaların amaçları şöyledir: 1. A skalası (dba): Özellikle düşük frekansları tutan Hz arası her oktavda 5 db farkla aynı değerde ses veren özelliği bulunmaktadır. 55 fonu nun altı için kullanılır. 2. B skalası (dbb): 300 Hz frekeansın altındaki sesleri kesen ve fitre eden mekanizması bulunur, 55 ve 85 fon arası kullanılır. 3. C skalası (dbc): Bütün frekaslara hassas olan 20 Hz ila Hz de özellikle Hz arasında eşit şiddette hassas olan geniş ve düz gürültü skalasıdır. 55 fonun üzerinde kullanılır. 4. D skalası (dbd): Özel elektronik sistemi olan ve uçak gürültüsünün çok üstünde şiddetli, rahatsız edici ses seviyelerinde ölçüm yapılan skaladır. Gürültünün kişiye olan etkisi incelenirken ses düzeyi ölçen cihazlarda A skalası kullanılır. Gürültülü ortamda çalışan bir kişi değişik sürelerde değişik gürültü düzeylerinin etkisi altında ise kişinin gürültüden etkilenme durumu gürültü dozu ile belirlenir. Bu işlem için gürültü doz ölçer cihazlar kullanılır. Bu cihazlar gürültü dozunu verdiği gibi belirli zaman aralığında kişinin etkisinde kaldığı en yüksek gürültü düzeyin ide verir. GÜRÜLTÜ DÜZEYİ HESAPLAMALARI Genelde bir ortamdaki ses düzeyi, ses düzeyi ölçer ve gürültü doz ölçerlerle yapılan ölçümlerden alınan verilerin değerlendirilmesi yolu ile hesaplanır. Ancak makinelerin yerleşim konumları planlanırken gürültülü olanların bir araya getirilmesi hedeflendiğinde sadece makine toplam gücü ile dakikadaki dönüş hızının bilinmesi teorik olarak makinenin ses düzeyinin hesaplanmasına olanak sağlar. Ancak çeşitli makine imalatçısı firmalar tarafından aynı güçte ve tip makineler farklı yapım özellikleri dolayısıyla teorik olarak aynı ses düzeyinde olmalarına rağmen cihazlarla ölçüm yapıldığında azda olsa farklılıklar göstermektedir. Yukarıda söylendiği gibi makinelerin ses seviyelerinin tespitinde cihaz ölçüm ve teorik hesaplama olmak üzere iki yol vardır. Burada gerekli olur düşüncesiyle okuyuculara genel olarak makinelerin ses güç düzeylerini teorik olarak hesaplama yöntemi ile birlikte özel olarak hidrolik pompaların ses-gürültü düzeylerinin hesaplama yöntemlerine değinilecek lakin bildiri konumuz sadece gürültü olmaması sebebiyle cihazla gürültü ölçüm ve değerlendirmenin konu başlıkları verilmesi ile yet inilecektir.

216 219 Gürültü Kaynağı Makinelerin Ses Gücü Düzeylerinin Teorik Olarak Hesaplanması: Bir makinenin ses gücünün bulunması için kullanılacak yöntem makine cinslerine göre farklılıklar göstermektedir. Her makine toplam gücünün çok az olmakla birlikte belli bir oranı ses gücüne çevrilir. Genel olarak bir makinenin ses gücünü yaklaşık olarak hesaplamak için : W = f. W m (2.1) eşitliği kullanılır. Burada W... Makinenin yaklaşık ses gücü (watt) W m.. Makinenin toplam gücü (watt) f... Makinenin cinsine bağlı çevirme katsayısı. Wm = Beygir gücü x 746 makine gücü BG den watt a çevrilir.. Çıkan değer tablo 1.1 de yer alan çevirme katsayısı f nin alt ve üst sınırları ile Wenb ve Wenk değeri hesaplanır. Ses gücü düzeyinin hesaplandığı (1.3) formülünden: ( Lw )enk = 10 log Wenk / (2.2) ( Lw )enb = 10 log Wenb / (2.3) ve (2.3) eşitliklerinden elde edilen değerler makinenin en az ve en çok yapabileceği gürültüyü yanı ses gücü düzeyini desibel cinsinden verir. Tablo 2.1. Bazı makine cinslerinin, 500 den Hz e kadar olan 4 oktav bandındaki toplam ses gücünü bulmakta kullanılan çevirme katsayıları ( f katsayısı ) Makine Cinsi Çevirme Katsayıları ( f ) Düşük Orta Yüksek Hoparlörler 3 x x x 10-1 Pompalar (n> x x x 10-5 dev/dak) Pompalar (n < x x x 10-5 dev/dak) Hava Kompresörleri Pompalarda Ses Gücü Düzeyinin Hesaplanması Pompalar 3000 Hz in üzerinde geniş frekans bantlı gürültü yaratırlar. Bunun nedeni, kavitasyon ve yüksek hızlı akıştır. Birde ana pompalama frekansı olarak adlandırılan frekansta ve onun harmoniklerinde arı ses yayılır. Ana pompalama frekansı ( f ), F= N. m / 60 Hz ( 2 4) eşitliğinden bulunabilir. Burada N... Pompanın dönüş hızı ( dev/dak ) m... Pompanın bir dönüşündeki basınç çevrim sayısıdır. Özellikle büyük pompalarda, ana pompalama frekansında yayılan arı ses baskındır.

217 220 İmalatçı firmanın pompanın ses gücü düzeyini veremediği durumlarda; Lw = 10 log HP ( 1 V / 2 ) + Kp ( 2.5 ) Eşitliği kullanılarak, hidrolik gücü HP ( Hp cinsinden ) ve verimi V bilinen bir pompanın ses gücü düzeyi, yaklaşık olarak bulunabilir. Kp pompanın ses gücü sabiti olup, pompanın cinsine göre aşağıdaki çizelgede değerleri verilmektedir. Eşitlik ( 2.5 ) ile hesaplanan Lw pompanın ses gücü düzeyi 500, 1000, 2000 ve 4000 Hz oktav bantlarındaki toplam ses gücü düzeyidir. Tablo 2.2. Pompalar İçin Ses Gücü Düzeyi Sabiti (Kp) ( Hz, dört oktav bandındaki toplam değer.) Pompa Tipi Kp ( d B) Kp ( d B) ( hız N > 1600 dev/ dak ) (hız N < 1600 dev / dak ) Paletli pompa Dişli pompa Pistonlu pompa HİDROLİK SİTEMLERDE GÜRÜLTÜ KONTROLÜ Tipik bir hidrolik sistemde gürültünün ana kaynağı hidrolik pompadır. Bilindiği gibi bütün hidrolik pompalar pozitif iletimli yanı basınç sağlayabilmeleri için emdikleri akışkanı iletmek mecburiyetinde olan ve büyük hacimden küçük hacme akışkanın sıkıştırılması prensibine göre çalışan makine parçalarıdır. Akışkanın basınçlandırılması esnasında pompa gövdesi içerisinde basınç değişmelerinin etkisiyle değişken kuvvetler ile pompa gövdesinde titreşimler oluşur. Gürültü bu mekanik titreşimlerden kaynaklanır. Pompa gövdesi ve mekanik bağlantılar ile yayılır. Bunun sonucunda rezonansa bağlı olarak ikincil ses kaynakları oluşur. Titreşimler aynı zamanda sıvı-kökenli titreşimler sebebiylede olabilir Akışkandaki basınç ve debi değişimleri sebebiyle akışkan içinde titreşimler meydana gelir. Akışkan kökenli gürültüler İletim hatları ve hidrolik komponentlerle sistemin her tarafına yayılır. Valflere, regülatörlere ve kontrol elemanlarına bağlı sesler geçicidir ve akışın türbülansın derecesine, kavitasyona bağlıdır. Aslında bazı özel dizaynlarda ve bazı koşullarda elemanlar vibrasyona ve sürekli gürültüye neden olabilir. Bu durum dizayna ve akımın bitişine bağımlı olduğundan genel bir analiz yapılamaz. Bu tür araçların gürültü seviyesi dizayna, lokalize akım hızına ve aynı zamanda yanıt zamanına bağlıdır. Son etki sistem tarafından gerekli olandan daha kısa olmayacak şekilde tüm sistemdeki darbeleri nötrleştiren karşı darbeler düzenlenerek gürültü seviyesi en aza indirilebilir. Böylelikle minimum darbe gürültüsü elde edilir. Lineer akümülatörlerin fonksiyonları aynı kategoridedir. Gürültü yüksek enerji dönüşümcüleri ile genellikle strokun son uç noktalarında oluşur. İletim hatlarındaki gürültünün ana kaynağı, pompanın, akışkan titreşiminin veya diğer kaynakların titreşiminin duvarlar veya rijit bağlantılarla iletilmesidir. Önerilen aralıklarla konulan uygun desteklerle yeterli azaltma sağlanabilir. Esnek boru kelepçeleri ile boru içindeki akışkan titreşimi yüzeye direkt olarak taşınmaz. Pompa Gürültüsü Genel olarak oluşan gürültüden büyük çoğunlukla pompa tipi sorumludur. Pistonlu, paletli ve dişli pompalar gürültülüdür. Bununla beraber vidalı pompalar daha sessizdir. Pompaların önemli derecede

218 221 gürültü kaynağı olmaları sebebiyle, son yıllarda pompa gürültüsünü azaltmak maksadıyla yoğun çalışmalar yapılmaktadır. Bu çalışmalar sonucunda bazı pompa imalatçısı firmalar önemli derecede ilerleme kaydettiklerinden, aynı tipteki bir pompanın yayacağı gürültü önemli ölçüde yapımcı firmaya yanı dizayndaki detaylara bağlı olduğundan; bu genelleme her zaman doğru olmayabilir. Değişik firmaların aynı tip ve büyüklükteki pompaları arasında belirli derecede gürültü farklılığı gözlenebilir. Karşılaştırmada en geçerli yol üreticinin ölçtüğü gürültü seviyesidir. Ancak bunlarda her zaman için güvenilir rehber olmayabilir, çünkü pompa gürültüsünü ölçen genel bir kabul gören metot yoktur. Diğer bir husus pompanın sistemdeki montaj şeklidir. Uygun yapılmamış bir montaj serviste oluşan gürültünün artmasına neden olabilir. Pompaların oluşturduğu gürültü hem hidrolik hem de mekanik kaynaklardan oluşabilir. Hidrolik gürültü basınç dalgalarına yol açan akım şokları tarafından oluşturulur. Bu tip gürültü sadece kaynağında azaltılabilir. Hidrolik dizayn değiştirilerek bu tür basınç değişiklikleri minimuma indirile bilinir. Bunun uygulandığı durumda da pompanın etkinliğinde ve debisinde belirgin azalmayı kabullenmek gerekir. Dişli pompa dizaynında dişlilerin diş formlarında (evolvent profil tadilatları) şeklinde belirgin değişiklikler yapılabilir. Böylelikle dişler arasında sıkışan yağın hareketleri değişir ve basınç dalgası en aza indirilir. Pompalarda büyük emme ve basınç bölgeleri olması ve çok kademeli dizaynda gürültü azalmasında etkin rol oynar. Lokal sıvı akımını azaltılır ve basınç yükselme zamanını uzar, böylelikle pompa titreşimi azalır. Sıvıların çok azda olsa sıkışabilir olması akım şokları oluşturduğundan, basınç darbeleri bazı pompa türlerinde çalışma şekline bağlı oluşur. Örneğin pozitif deplasmanlı pompalarda sıvının hiçbir verdi kazandırmadığı komprese edildiği bir rotasyon periyodu vardır. (Şekil 3.1.) Akım başladığında ani başlayan çıkış akımına bağlı olarak bir basınç dalgası oluşur. (Şekil 3.2.) Böylelikle periyodik akım darbesi ile birlikte olan normal dalga daha sonra üzerine binen kompressibilite dalgası oluşturur. Bu dalga, çıkış basıncının azaldığı durumlarda belirgin olarak artmaktadır. Pompa tahrik motoru bağlantısındaki hata gürültünün ayrı bir kaynağı olabilir. Pek çok pompa/motor kombinasyonunda birinin oluşturduğu titreşim her ikisini de etkileyeceğinden birbirlerinden ayırt edilmesi çok güçtür. Pompa/motor titreşimi; pompanın ve motorun ortak bir bazda monte edilmesi ile (veya motoru pompanın bileşkesi şeklinde monte ederek) veya tüm üniteyi esnek titreşim söndüren elemanlar ile izole edilerek en aza indirilebilir. Şekil 3.1. ve 3.2. Pozitif deplasmanlı pompalarda ilk çalışmada akışkanın komprese edildiği verdi kazanmadığı rotasyon peryodunun oluşturduğu basınç dalgası

219 222 Genel bir öneri izole edilmiş bağlama plakasının doğal hızının; şaft hızının dörtte birini geçmemesidir. Daha rijit bir montaj plakası gerektiğinde montaj plakası doğal hızının, şaft hızının üçte birine çıkılmasına izin verilebilir.gerekirse pompa, kısa çelik borular içerisine çelik pul ve bağlantı cıvatalarından meydana getirilmiş lastik takozlar üzerine monte edilebilir. Böylelikle problemli tesisatlarda basit ve etkin çözümler sağlanır. Eğer bağlantı cıvataları birbirleri ile 90 derece ve yakın olarak kullanılırsa izolasyon belirgin şekilde iyileşir. Diğer bir çözüm de gerekli olan debi için tek bir büyük pompa yerine küçük iki pompanın kullanılmasıdır. İki ayrı aynı değerdeki ses seviyesinin etkin gürültü toplam seviyesi sadece 3dB dir. Eğer küçük pompanın gürültü seviyesi diğer tek pompanın gürültüsünden 3dB daha az ise toplam gürültü seviyesi azalacaktır. Pratikte bu, gerekli montaj ve/veya izolasyon uygulaması ile pompa ve elektik motorunun ikili kombinasyonları ile gürültü seviyesi oldukça aşağıya çekilir. Pompa/Motor montajında AHEM rehberi olarak verilen öneriler: Pompalar ve ana hareketlendiricileri titreşim absorbe eden plakalar üzerine monte edilmelidir. Eğer pompa ve ana hareketlendirici ayrı ayrı monte edilirse torsiyon ve diğer reaksiyonlar yanlış yerleşimlere ve hem pompa hem de hareketlendiricinin mil yatağı üzerine anormal yüklenme olur. Bu nedenle: a. Pompa ana hareketlendiriciye direkt olarak monte edilmelidir. Anti-tireşim plakaların üzerine çanak mahfaza ve ana hareketlendirici birlikte monte edilecek şekilde. b. Pompa ve ana hareketlendirici çok sağlam bir şekilde kendi titreşim absorbe eden takozlar üzerine monte edilmiş olan ortak taban plakasına monte edilmelidir. ii. Pompanın monte edildiği montaj plakası, pompanın dalga frekansı ve harmonisi ile rezonans yapmayacak şekilde dizayn edilmelidir. iii. Gürültünün yayılmasını önlemek için, konsolların ve hareketlendiriciye veya pompaya iliştirilen yapıların yüzey alanları olabildiğince küçük olmalıdır. iv. Konsolların uygun ses absorbanları ile kaplanması hava kaynaklı gürültünün azalmasını sağlayabilir. Çan şeklinde montaj ile ortalama 3dB azalma sağlayabilir. v. Çan mahfaza olabildiğince küçük olmalı, sesi azaltan materyalden yapılmış olmalıdır. Temin imkanı var ise ve pompa devri yüksek olduğu uygulamalarda İç dampingi düşük yaygın olarak kullanılan alüminyum, yerine iç dampingi yüksek olan dökme demir veya plastik gibi materyal tercih edilmelidir. Lastik veya başka uygun materyalden yapılmış ince sızdırmaz contalar eklem yüzeylerinde kullanılarak ana hareketlendirici, pompa ve çan mahfaza arasındaki bağlantılar belirli tork kuvvetlerinde sıkılmalı ve metalin metale teması mümkün mertebe engellenmelidir. vi. Özellik arz eden büyük sistemlerde en iyi tip ve ebatta elastik kavrama seçimi için pompa üreticisine danışın. vii. Kavrama parçaları, mil ve kasnak gibi tüm dönen parçalar dinamik olarak dengelenmiş yanı balans edilmiş olmalıdır. viii. Tüm şaftlar ve mil yatakları elastik kavramalar kullanılıyor olsa bile tam eksenlerinde montaj edilmelidir. ix. İmkan olduğunda bilyeli rulman yataklama yerine kaymalı yataklar kullanın. Kaymalı yataklı pompaları tercih edin.

220 223 Şekil 3.3. Hatalı ve tavsiye edilir hidrolik pompa elektrik motor montaj şekilleri Ek olarak dönen parçaların dış hava ile teması ile oluşturduğu rüzgar etkisi sonucu oluşan hava karmaşası sonrası da gürültü oluşabilir. Tüm dönen parçaların yumuşak yüzeyli olması ile ve üzerinde siren etkisi oluşturacak herhangi bir delik olmaması ile bu etkiden kurtulunabilinir. Yumuşak dönme yüzeyleri elde etmek için elastik kavramaların üzerine kaplamalar kullanılabilir. Bu kaplamalar hava karmaşasını azaltmasına rağmen kavrama içinde oluşan diğer mekanik gürültünün yayılmasına sebep olabilir. Alternatif olarak tüm tahrik sistemi ve pompa gürültüden izole edilmek için örtülebilir. Genel olarak elastik kavrama ile ana hareketlendiriciye direkt bağlı pompa en sık montaj şeklidir. Ancak kavrama seçiminde aşağıdaki noktalar göz önünde bulundurulmalıdır. x. İş için gerekli olan doğru tip ve ebatta kavrama seçilmelidir. Yük karşısında zayıf elastik kavramalar yön değiştirir ve titreşime sebep olur. Büyük ebatlı kavrama gereksiz olarak dönen yataklara yük bindirir. xi. İmalatçının yerleştirme ayarlama talimatlarına harfiyen uyun. xii. Gürültü ve titreşim emen materyalden yapılmış elastik kavramaları seçin. Metalin metale temas ettiği rijit kavramalardan kaçının. xiii. Kavramanın her iki tarafının şaftlarına sıkıca karşılık geldiğinden emin olun. Böylece eksantrik kitle ve aşınma engellenir. xiv. Torsiyonel yük altında dönen ve pompa veya motor şaftın ucuna yüksek eksenel yük oluşturan kavramalardan kaçının. xv. Oldham tipi kavramalar ucuz ve etkin olmalarına karşın çok düzgün yerleştirilmedikleri takdirde gürültülü kaynağı olabilirler. xvi. Kavramaların torsiyonel sertlikleri, torsiyonel rezonansları pompa veya motor frekanslarına yakın olmayacak şekilde olmalıdır. Pompa/Motor gürültüsü esas olarak izolasyon ile azaltılabilir:pompa emme ve pompa çıkış hatlarında çelik boru yerine titreşimi absorbe edecek belli boyda lastik hortum kullanmak etkin bir çözümdür. Ancak bu boru sisteminden sisteme yayılan basınç darbesi gürültülerini engellemez. Rezervuar görünürde titreşim emici olarak görülmesine karşın gürültüyü her zaman azaltmaz. Aslında tankın

221 224 içinde serbest olarak bulunan yağın etkin bir ses yayıcısı özelliğinden istifade edilerek titreşimlerin tank üzerinde yok edilmesi hedeflenebilir. Bu durumda -tankın kendisinin yüksek rezonans emiciliği veya uygun şekilde azaltıcı özellik kazandırılmadıkça (ses yalıtım kaplaması gibi) - gürültü üzerine tek iyileştirme etkisi spektrum kaymasıdır. Genel olarak pompanın ve motorun tanktan uygun monteler le izolasyonu ve borulardan dekuplajı sistemin geri kalan kısmını mekanik titreşimlerden korumuş olur ve sonucunda bu etkiler artırılabilir. İzolasyonda veya dekuplajda kısa devre olmamasına dikkat edilmelidir.eğer çok yüksek standartlarda gürültü azalması gerekiyorsa pompanın ve motor ünitesinin çevresinin akustik kaplama ile çevrelenmesi gerekli olabilir. Komple bir izalasyon olmalı ve etkin olarak contalanmalıdır. Bu hidrolik akışkanın soğumasını engelleyeceğinden sıcaklık artışı problemlerine yol açabilir. Bu durumda absorbtif tip kanal sessizleştiricileri gibi güçlü akım sessileştirmeli vantılasyon sistemleri kullanılmalıdır. İletim Hatlarındaki Gürültü Boru ve lastik hortumlardaki gürültünün azaltılması için AHEM rehberlerinde verilen özel öneriler şunlardır: i. Orta ve büyük devre uzunluğundaki sistemlerde devrenin geri kalanı için çelik boru kullanın ( çelik borularda sıvı kaynaklı gürültü esnek hortumlardan daha az fakat; daha fazla hava kaynaklı gürültüye sebep olur). Kompakt sistemlerde hortumlar arasında çok kısa sert borular kullanılması gürültü azaltılmasında çok küçük bir avantaj sağlar. ii. Mümkün olduğunca çelik boruları beton zemin veya makine gövdesi gibi ana yapının yakınında olacak şekilde montaj yapın. Boru sistemini bu yapıya katı boru kelepçeleri ile tutturun. ( Bu boruların sınırlanmasını ve titreşim seviyesinin azalmasını sağlar). Aksi halde esnek iç cidarlı boru kelepçeleri kullanın (Esnek kelepçeler titreşimin iletilmesini azaltır, böylece hava kaynaklı gürültü çıkışı azalır). Boru kelepçelerinin makine kenar panelleri gibi çok esnek destek yapılara bağlanması tavsiye edilmez. iii. Çelik boru döşenmesinde mümkün olduğunca dog-leg veya U şekli gibi boru sisteminin kısa mesafede yön değişikliği yaratacak geometrilerden kaçının. (Şekil 3.4) Köpek bacağı U Formu 3 büküm noktalı grup Şekil 3.4. Vibrasyon oluşturan boru büküm şekilleri iv. Yukarıdaki geometrilerden kaçınılamadığı durumlarda basınç dalgası borulara büyük titreşimlere sebep olabilir. Eğer bu sabit hızlı pompalarda olursa boruların rezonans frekansını değiştirmek için boruların uzunluğunda veya pozisyonunda küçük değişiklikler yapılabilir. Değişken hızlı sistemlerde ise bu rezonansları önlemek çok güç olabilir. v. Sıvı kaynaklı gürültünün oluşturduğu hava kaynaklı gürültünün önemli olduğu durumlarda- ki genellikle büyük sistemlerde görülür- aşağıdaki metotlar yolu ile sıvı kaynaklı gürültü azaltılabilir.

222 225 a. Hidrolik devre pompalama frekansında veya herhangi bir harmonide rezonans yaparsa devrede ufak değişiklikler yapın. (Şekil 3.5) Şekil 3.5. ve 3.6. Hidrolik boruların pompa ile aynı frekansta titreşim yapması durumunda titreşimlerin azalmasına yönelik hidrolik devrede yapılabilecek ufak değişiklikler. b. Çelik boru sisteminden yayılan gürültü pompa bağlantısı yapılan esnek (lastik) hortumların uzunluğu kısaltılarak azaltılabilir. (Sıvı kaynaklı gürültü tel örülü hortumlarda azalırken, lastik hortumlarda artar. (Şekil 3.6) c. Sıvı kaynaklı gürültü seviyesini azaltmak için sessizleştirici kullanın. ( Şekil 3.7 de bunun iki örneği gösterilmiştir) d. Sıvı kaynaklı gürültü çıkışı az olan pompalar kullanın. vi. Çalışma koşulları ne olursa olsun, emiş boyunca basıncın aşırı düşmediğinden emin olun, aksi halde akışkan içerisine hava girmesine sebep olur. Emiş hattı boyunca hiçbir noktadan sisteme hava girmediğinden emin olun. (Pompaya giren hava gürültünün belirgin olarak artmasına sebep olacağı gibi başka zararlı etkileri de olacaktır).

223 226 Şekil 3.7. Akışkan kaynaklı gürültünün azaltılmasına yönelik sessizleştirici kullanımına ait şekiller. Rezervuar Gürültüsü Rezervuarlar ve tanklar rezonans boyunca gürültünün ikincil kaynağı olabilir. Özellikle pompa ve motor tank üzerine monte edildiğinde gürültünün entegral toplanması ile gürültü miktarı artacaktır. Aynı zamanda rezervuar içindeki sıvı ve havanın hareketi, gürültünün birincil kaynağı olabilir. Aslında yağ yüzeyinin üzerinde yeterli hava boşluğu varsa ve havalandırma deliğine pompanın debisine uygun bir hava filtresi takılmışsa bu gürültü fazla olmayabilir. Rezervuar gürültüsünü kontrol etmek için AHEM önerileri şunlardır. i. İmal edilen tanklar yeterli derecede kalın materyalden yapılmalıdır ve vakum yapma ve rezonans ı önleyecek şekilde raptedilmelidir. ii. Bölmeler tankın içindeki sıvının hızını azaltacak şekilde, içeri giren havanın kaçışını sağlayacak zamanı verecek şekilde ve kir parçacıklarının yerleşmesini sağlayacak şekilde düzenlenmelidir. iii. Dönüş boru girişi yağın hızını en aza indirecek şekilde yeterli çapta olmalıdır. Tank girişindeki bir yayıcı kullanılması yağın dağılımını ve hızın azalmasını sağlamada faydalıdır. iv. Emme ve dönüş boruları; bir bölme ile ayrılmalı veya zikzaklandırılmalıdır ve her zaman en düşük yağ seviyesinden aşağıda olmalıdır. v. Pompa motor montajın depo üzerine yapıldığı durumlarda, ekipmanının oluşturduğu titreşimin tank gövdesine yayılmamasını temin etmek üzere titreşim izolasyonu için gerekli önlemler alınmalıdır. vi. Depo üzerindeki mekanik aksamlar rezonans yaptığı durumlarda rezervuar anti-titreşim monteler üzerine monte edilebilir. vii. İmal edilmiş tanklar üzerindeki panellerin rezonansı ses azaltıcı materyaller kullanılarak engellenebilir. Bunlar hem boya hem de tabaka şeklinde olabilir. viii. Tanka yakın olan emme hattı üzerindeki kapama valfleri emme hattının üzerindekilerle aynı kalibrede olmalıdır. Sistem Dizayn Hatalarının Sebep Olduğu Gürültü Hidrolik sistemde oluşan gürültü genel olarak güç ve basınç ile, basınç dalgalanmalarındaki değişken değerler alması ile, akım değişkenliği, türbülans (water hammer) ile ve sistemdeki vana, dişli ve piston gibi yer değiştiren elemanların sürekli olmayan hareketi ile artar. Bir hidrolik sistemde gürültü artışına sebep olabilecek sistem hataları: i. Aşırı akım hızı ve pompa kavitasyonuna sebep olan düşük ebatlı emme borulama. ii. Özellikle çıkış borularında rezervuarın yanlış dizaynı nedeni ile akışkanın içine hava karışması. iii. Pompanın kısmi boşluğuna sebep olan emme hattında küçük ebatlı fitre.

224 227 Tablo 3.1. Başlangıçta aşırı gürültü (sistem dizayn hataları) Olası Neden Çözüm veya Hareket i) Doğal gürültülü pompa a. Pompayı ve motoru elastik monte ile izole edin b. Pompa hızını azaltın c. Emme basıncı azaltın d. Pompayı kaplayın veya akustik olarak yalıtın: Borulara bağlantısında lastik hortum kullanın. e. Uygun olan tiple yeni pompayla değiştirin ii) Emme tarafında boşluk a. Daha büyük ebatlı emme filtresi kullanın b. Daha büyük emme hattı kullanın c. Rezervuar dizaynın ve pozisyonunu kontrol edin iii) Hapsolmuş hava a. Yetersiz rezervuar dizaynı- Çıkış borusunun seviye ve pozisyonunu kontrol edin b. Uygun şekilde sistemi emin iv) Köpürme a. Yetersiz rezervuar dizaynı. Sebebi bulun ve düzeltin veya rezervuarı değiştirin b. Köpürme önleyici katkılı yağ kullanın. Hava kaçağı ve hava yakalama açısından sistemi kontrol edin. v) Yağ viskozite yanlışlığı a. Sıvının çalışma sıcaklığını tespit edin ve pompa için bu sıcaklıkta yağ vizkozitesinin doğru olup olmadığını kontrol edin, gerekli ise değişik vizkozitede yağ kullanın. vi) Aşırı pompa hızı a. Ölçümü yapın ve imalatçının önerilerine göre kontrol edin vii) Hatalı pompa / Motor montajı a. Motor ve pompa yerleştirmesini kontrol edin, gerekli düzenlemeleri yapın viii) Basınç darbesi a. Basınç yükselme seviyelerini azaltmak için sistem içinde akümülatör kullanın. ix) Borulara destek yetersizliği b. Devrede akümülatör zaten varsa yeterli kapasitede olup olmadığını kontrol edin. a. Boru kelepçelerini ve asıcılarının önerilen aralıklarda yerleştirildiğini kontrol edin b. İzolasyonlu tip kelepçeler kullanın x) Pompa açlığı a. İlk kurma aşamasında kir veya maden talaşı borularda kalmış olabilir. Filtrelerdeki durumu kontrol edin. Gerekirse gözden geçirip temizleyin, uygun şekilde sistemi temizleme flitrasyonuna tabi tutun ve temiz yağ ile tekrar doldurun. b. Orijinal sıvı temiz değilse boşaltın ve tekrar temiz akışkan doldurun. c. i) ve ii) maddelerini gözden geçirin. xi) Sistemde aşırı türbülans ve kavitasyon a. Önerilen akım hızlarında boru çaplarının uyumlu olup olmadığını kontrol edin b. Gürültülü komponentleri dekuplaj edin c. Aşırı olduğu durumlarda susturucu gerekebilir. Tablo 3.2. Çalışma sırasında gelişen aşırı pompa gürültüsü Olası Neden Çözüm veya Hareket i) Emme hattı kesilmesi a. Tıkanma açısından filtreyi yi kontrol edin b. Rezervuar süzgecini kontrol edin c. Emme hortumu büzülmesini kontrol edin d. Hatta tıkanmaya neden olabilecek hasar (boru ezilmesi) kontrol edin. ii) Emme filtresi tıkanması a. Temizleyin veya yenisini koyun iii) Hava kaçağı veya tutulması a. Emme hattındaki bağlantıları hava kaçağı için kontrol edin b. Pompa şaftını hava kaçağı için kontrol edin. c. Rezervuar seviyesini kontrol edin. iv) Pompa şaft conta hatası a. Değiştirin v)gevşek pompa muhafazası a. Contayı kontrol edin, gerekirse değiştirin b. Civataları kontrol edin ve sıkılayın. vi) Pompa parçalarını sıkışması a. Pompayı açın, kontrol edin ve rektifiye edin. vii) Tahliye subapı taraması a. Hava kaçağı yönünden kontrol edin viii) Rezervuar havalandırma deliği a. Havalandırmayı temizleyin veya değiştirin tıkanması ix) Yüksek sıvı vizkozitesi a. Çalışma ısısında sıvı vizkozitesini kontrol edin ve imalatçı önerileri ile karşılaştırın. x) Çok fazla pompa hızı a. İmalatçını önerileri ile kontrol edin xi) Pompa içinde toz a. Açıp temizleyin xii) Yer değiştirmiş motor a. Kontrol edip tekrar yerleştirin xiii) Pompa hasarı a. Pompayı açın, aşınmış veya hasarlaşmış parçaları değiştirin. xiv) Gevşek pompa kısımları a. Pompayı açın. Kontrol edip gerekli şekilde sıkılayın. Yıpranma açısından kontrol edin. Tüm contaları kontrol edin. xv) Aşırı sürtünme a. Pompayı izole edin. Pompayı açın ve aşınma ve yıpranma açısından kontrol edin.

225 228 HİDROLİK SİSTEMLERDE KONSTRİKSİYON TEDBİRLERLE GÜRÜLTÜ AZALTMA ÖRNEKLERİ 1. Hidrolik tankı üzerine monte edilmiş kumanda panosu hidrolik tankta oluşan akışkan gürültüsünü şiddetlendirerek ortama yayabilir. En basit çözüm kumanda panelini tanktan ayrı bir yere örneğin duvar üzerine monte etmektir. Böylece gürültü seviyesi azalacaktır. 2. Pompa elektrik motoru arasındaki kaplinde oluşan gürültünün etrafa daha az yayılması için kullanılacak çelik saçtan yapılmış muhafaza gürültüyü azaltma açısından yetersizdir bunun yerine titreşim absorbe edebilen özellikte, iki saç levha arasına sert kauçuk preslenmiş levha malzeme daha iyi sonuç verir.

226 Hidrolik güç ünitesinin büyük hacimli olduğu hidrolik presler, takım tezgahları ve türbinlerde sıklıkla güç ünitesi makine gövdesi üzerine monte edilir. Güç ünitesinde oluşan titreşimler makine gövdesinde titreşimler yaparak gürültünün artmasına sebep olur. Gürültü seviyesinin düşürülmesi için güç ünitesi sert beton zemine monte edilebileceği gibi daha iyi çözüm olarak titreşim söndürücülü plakalar üzerine monte edilmesi ve ilaveten pompa çıkışında akışkan gürültüsünü azaltmak üzere lastik hortum veya titreşim söndürücü kullanmaktır. 4. İletim hatlarındaki gürültünün sebebi, titreşim ister akışkan kaynaklı olsun isterse pompadan iletim hatlarına geçsin başlangıçta az sevideki bu gürültü boruların uygun desteklenmemesinden ötürü şiddetini artıracaktır. Çözüm titreşimi sönümleyecek şekilde sağlam bir desteklemedir.

227 Bilhassa yüksek basınç ve değişken hızlı sistemlerde dirseklerde oluşacak titreşimleri azaltmak gayesiyle dirsek girişlerinde çelik örgülü lastik hortum kullanılması önerilir.

228 Kısma valflerine görüldüğü gibi kesit değişiminden dolayı basıncın anı olarak değişmesiyle oluşan akışkan gürültüsünü azaltmak için kapama elemanı keskin köşeli ve akışkana 90 derece yön değiştiren kısma valfleri yerine türbülans oluşturmayan yumuşak cidarlı ve daha küçük eğim açılı valfler kullanın.

229 Anı basınç azalması sonucu kısma valflerinin çıkışında oluşan kavitasyon ve gürültüyü azaltmak için valf çıkışında basıncı kademeli azaltmak üzere basınç düşürücü elemanları kullanın

230 Eğer güç ünitesin bulunduğu konum müsaade ediyorsa sesin sert ortamlara çarparak yayılması önlemek üzere çevresinde sesi absorbe eden elemanlar kullanın. 9. Gürültüden çok fazla şikayetçi iseniz gürültüyü tamamen yok edemezsiniz ancak ondan uzaklaşabilirsiniz. Güç üniteniz neden insanlardan uzak, havadar ve ses yalıtımlı bir hücrede çalışmasın

231 GÜRÜLTÜNÜN İNSANLAR ÜZERİNE ETKİLERİ Gürültü günlük yaşamın her safhasında maruz kalınan bir olumsuz unsur olmakla beraber fabrika ve atölyeler gibi endüstriyel iş yerlerinde insan sağlığını tehdit edecek düzeyde bulunması gürültü ile bilinçli mücadeleyi ön plana çıkarmıştır. Bu konu işveren açısından da önemli sorumluluklar yüklemekte önlem alınmasını gerektirmektedir. Gürültünün insan sağlığı açısından olumsuz etkilerini iki ayrı başlık altında inceleyebiliriz. 1. İşitme duyusuna yaptığı olumsuz etkiler. 2. Gürültülü ortamda çalışanların fizyolojik ve psikolojik olumsuzlukları. İnsan kulağı vücuttaki duyu mekanizmasının ince bir örneğini teşkil eder. İnsan kulağı, dış kulak orta kulak ve iç kulak adı verilen üç bölümden oluşur. Dış kulak, kulak kepçesi ve dış kulak kanalından ibarettir. Dış kulağın görevi sesi toplamak ve orta kulakta bulunan kulak zarına iletmektir. Orta kulak kulak zarı ile başlar. ayrıca çekiç örs ve üzengi isimleri verilen kemikler bulunur. Birbirine bağlı bu kemikler, kulak zarının titreşimlerini iç kulakta bulunan kokleanın oval penceresi adı verilen bölümüne iletirler. İç kulak kafatasımızın oyuklarına yerleşmiş içi sıvı dolu yarım daire şeklindeki koklea ve buna bağlı üç adet yarım daire kanalından oluşur. Yarım daire kanalları vücudumuzun dengesini sağlayan işitme ile ilgisi olmayan kısımdır. Koklea salyangoz görünümünde olan ve iki buçuk devir yapan bir kanaldır. Bu kanal iki bölmeden oluşur. Korti organın içinde, organ boyunca yayılmış 40 bin kadar duyarlı tüy hücresi vardır tüy hücreleri ikişer ikişer birleşerek yaklaşık 20 bin adet sinir lifini meydana getiriler. Sinir lifleri de aralarında birleşerek işitme sinirleri oluştururlar. İşitme sinirleri korti organın ürettiği sinyalleri beyne ulaştırır. Gürültünün işitme duyusunda ki olumsuz etkisi ya top patlaması gibi ani etkiler veya gürültülü ortamda çalışmaktan ötürü zamanla ortaya çıkacak işitme kayıplarıdır. Anı ve yüksek ses kulak zarının parçalanmasına ya da hassa korti organın fizyolojik yapısın düzelmeyecek şekilde bozulmasına yol açabilir. Şekil 4.1. Değişik gürültü ortamlarında kalındığında maruz kalınan ortalama gürültü değeri Bizim konumuz olan anı zarar oluşturmayacak düzeydeki gürültüde uzun süre kalan kişilerde sürekli işitme kayıpları görülür. Yüksek ses tüy hücrelerini zedeleyerek hassasiyetlerinin kaybolmasına, korti organında çökme oluşturarak işitme duyusunu azaltır. İşitme duyusu azalan bir kişide işitme eşiği kayması denilen durum söz konusudur. İşitme eşiğinin kayması geçici olabileceği gibi süreklide olabilir. Kısa müddet yüksek ses düzeyi (db) etkisinde kalan bir insan bir müddet duyma eksikliği hisseder bu durum geçicidir ve kısa sürede kaybolur. Asıl önemli olan kalıcı işitme kaybına uğramaktır ve bu kişinin bu gürültünün etkisinde kaldığı süreye ve kişisel duyarlılığa bağlıdır. İnsanlar üzerinde

232 235 yapılan araştırmalarda bazı insanların tahammül edemediği bazı yüksek seslere bazılarının çok az tepki verdiği şeklindedir. Belli bir süre zararlı olmayacak bir sesin etkisinde yıllarca kalmak da işitme kaybına sebep olabilir. İşitme kaybında maruz kalınan gürültünün frekans dağılımı da önem arz eder. Çünkü kulağın yüksek frekanslı yanı tiz sesleri algılayan bölümü daha hassas olup daha kolay zedelenmektedir. Dolayısıyla aynı ses düzeyindeki iki gürültüden yüksek frekanslardan oluşan gürültünün sebep olacağı işitme kaybı, aynı yükseklikteki sesin düşük frekanslardan oluşması durumunda neden olacağı işitme kaybına göre daha fazladır. Bu nedenle hemen hemen tüm frekansları içeren yüksek düzeydeki ( 100 db ) gürültüye çalışma hayatlarında maruz kalmış kişilerde yüksek frekanslarda eşik kayması daha fazladır ve tiz sesleri duymakta çok daha fazla kayba uğramışlardır. Sürekli 100 db ve daha fazla ses düzeyinde çalışanlarda ilerleyen yaşla birlikte işitme kaybı söz konusu olabilir. Gürültülü ortamda çalışmaya devam edilecek olunursa sağırlık derecesi artar. Kulak çınlaması işitme duyusunda azalma belirtisidir ve acilen önlem alınması gerekir. Şekil 4.2. Kulak iç yapısı Gürültünün işitme duyusunda kayıplara sebep olma dışında insan vücudunun diğer organlarının fonksiyonlarına da olumsuz tesirleri vardır. 1. Psikolojik etkiler: Gürültünün şiddetine, frekans düzeyine ve sürekli olup olmamsına göre kişinin psikomotor yetenekleri olumsuz etkilenir. Bedeni ve zihinsel iş görme yeteneği azalır. Etkilere tepki verme zamanı artar. Dikkat gerektiren işlerde hatalar artar. Dinlenme anlarında uykusuzluğa sebep olabilir. 2. Fizyopatolojik etkiler: Sindirim sisteminin çalışması yavaşlar. Mide zarında kansızlığa sebep olarak ileride mide ve on iki barsak ülserlerine sebep olur. Tansiyon yükselmesine neden olur. 90 db ve daha yukarı ses düzeyinde sürekli kalmak kalp atışlarını artırır, sinir sistemi bozulur, göz bebekleri genişler. Cildin elektriksel dayanımı azalır.

233 İç salgı bezlerine etkisi: Gürültünün strese sebebiyeti ile böbrek üstü bezlerinin faaliyetleri artmaktadır. İç salgı sisteminin düzeni kişinin hassasiyetine göre az veya çok etkilenmektedir. Kan şekeri seviyesi değişebilir. Gürültü beslenme ile ilgili hormon düzenini de etkileyerek günlük minimum kalori ihtiyacını artırmakta ve sodyum tutulmasına neden olarak vücuttaki su miktarını artırmaktadır. 4. Sempatik sinir sitemine etkisi: Gürültü sempatik sinir ağında yer alan bütün doku ve organların çalışmasını olumsuz etkilemektedir. Kişinin kalp atışları ve sinir sistemi normal çalışmamaktadır. 5. Görme duyusuna etkisi: Görmeyi azaltmakta bilhassa renklerin seçilmesini zorlaştırmadadır. Göz ile mesafe tahmini kötüleşmektedir. 6. Solunum sistemine etkisi: Soluk alış verişnde zorluk hissi ne sebep olmaktadır. 7. Yorgunluk etkisi: Gürültünün kişi ayırt etmeden herkeste görülen en belirgin etkisi yorgunluğa sebebiyet vermesidir. Dikkat azalır. Baş ağrısına sebep verir. Kişi karakteri değişir. Gürültünün şiddeti arttıkça yorgunluk fazlalaşır. Bu nedenle çalışma verimi düşer iş kazalarında artış olur. SONUÇ Hidrolik sistemler sistemin çalışma şekline göre az veya çok gürültü üretirler. 200 bar basınca kadar 80 db nın altında rahatlıkla kalınabilir ve fazla bir çaba göstermek gerekmez. Daha yüksek gürültü düzeylerinde tasarımdan işletmeyiciye kadar herkesin yapabileceği çok şey vardır. KAYNAKLAR [1] Trade & Tecnical Press Ltd. - Hydraulıc Handbook 7th Edition. [2] Strom - Ventile K. Kasperbouer - O+P 1972 [3] Noıse Control Princıples And Practıce - Brüel & Kjaer [4] Measurıng Sound - Brüel & Kjaer [5] Akışkanlar Mekanığı Ders Notları - Prof.Dr. Hasan Özoklav (Mek. Hasan) 1972 [6] Hand Book Of Noıse Control - M.C Harris Mcgraw-Hıll Book Comp [7] J.P. Den Hartog - Mekanik Titreşimler - Çeviri : Prof.Dr. S.Palavan, Z. Demirgüç [8] Endüstriyel Gürültü Kontrolu Tmmob Makina Müh.Odası Yayını Yayın No :118 ÖZGEÇMİŞ Behiç ERTÜRK 1952 Artvin doğumludur yılında İ.T.Ü Mühendislik Mimarlık Fakültesinden Makine Mühendisi olarak mezun oldu yılında Anadolu Üniversitesinde yüksek lisansa devam etti. 25 yıl TCDD nin Eskişehir deki Lokomotif Vagon Fabrikasında çeşitli iş kollarında çalıştı. Mekanik bakım ve Hidrolik demiryolu makineleri üretimlerinde ağırlıklı çalıştı. Emekliğine az süre kala işyerinde hidrolik eğitimleri verdi. Halen Osmangazi Üniversitesinde uygulamalı teknik dersler vermekte, Endüstriyel hidrolik konusunda yazmış olduğu kitabının son düzeltmeleri ile uğraşmaktadır.

234 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 17 Hidrolik Simülatör Tasarımı H. ERSEL ÖNER M. BURAK GÜRCAN İLHAN BAŞÇUHADAR ASELSAN A.Ş. TUNA BALKAN Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü

235 239 HİDROLİK SİMÜLATÖR TASARIMI H. Ersel ÖNER M. Burak GÜRCAN İlhan BAŞÇUHADAR Tuna BALKAN ÖZET Bu çalışma, ASELSAN A.Ş. de yürütülmekte olan bir proje kapsamında tankın stabilizasyon testlerini yapmak için kullanılacak bir Hidrolik Hareket Simülatörü nün tasarımını içermektedir. İki adet açısal hareket serbestliğine sahip bu simülatörün mekanik tasarımı I-DEAS katı modelleme yazılımı ile yapılmıştır. Bu modelden yararlanılarak simülatörün kinematik ve dinamik modelleri hazırlanmıştır. Hazırlanan kinematik ve dinamik modeller MATLAB /SIMULINK ortamına aktarılmıştır. Hidrolikle sürülecek simülatör için hazırlanan hidrolik sistem modeli, kinematik ve dinamik modele dahil edilmiş ve simülatörün denetimi yapılmıştır. Bilgisayar ortamında MATLAB /SIMULINK kullanılarak hazırlanan model ile, hidrolik güç ünitesinin debi ve basınç gereksinimleri ile hidrolik tahrik silindiri üzerine düşen kuvvetler bulunmuştur. Bu sistem gereksinimleri kullanılarak tasarlanıp imal edilmiş olan Hidrolik Hareket Simülatörü ile, tankın hareketi esnasında yerden gelen açısal hareketler kuleye aktarılarak kulenin stabilizasyon performansının laboratuvar ortamında benzetimi yapılabilmektedir. 1. GİRİŞ Tank atış kontrol sistemi geliştirme projesi, şu anda varolan atış kontrol algoritmasının teknolojik gelişmelere uygun sayısal ekipmanlarla modernleştirilmesini ve stabilizasyon hassasiyetinin geliştirilmesini kapsamaktadır. APG (Aberdeen Proven Ground) ve sinüs parkurlarından geçilerek yapılan stabilizasyon hassasiyeti testlerinin laboratuvar ortamında yapılabilmesive bu sayede daha az kaynak kullanılarak daha kısa zamanda stabilizasyon performansı geliştirme çalışmalarının tamamlanabilmesi için hidrolik bir hareket simülatörü geliştirilmiştir. Bu simülatör sayesinde APG ve sinüs parkurlarından geçerken kule üzerinde oluşan bozucu açısal hızların simüle edilmesi mümkün olmuştur. a) Eğlence için kullanılan simülatör b) Eğitim simülatörü c) Stewart platformu Şekil 1.1. Simülatörlerin Kullanım Alanları

236 240 Simülatörler test, eğlence ve eğitim amaçlı olarak kullanılmaktadır (Şekil 1.1). Serbestlik derecesi (SD) arttıkça fiyatları çok büyük mertebelere ulaşmaktadır. 6 SD li simülatör platformlarının genel yapısı Stewart platformudur ve bu simülatörler taşıma kapasitelerine göre servo motorla veya hidrolikle sürülebilmektedirler. 6 adet hidrolik silindirle hareket ettirilen Stewart platformu kinematik ve kontrol yapısı çok karmaşık bir sistemdir. Atış kontrol sistemi için gerekli olan simülatörün 2 SD ye sahip olması ve taşıma kapasitesinin 12,000 kg olması istenmektedir. Yapılan araştırmalarda bu taşıma kapasitesine sahip 6 SD li Stewart platformu, maliyetinin yüksek olması ve 2 SD li bir platformun ihtiyacı karşılaması nedeniyle tercih edilmemiştir. 2. STABİLİZASYON TESTİ Günümüz teknolojisinde tanklar için atış performansı durarak yapılan atışlarla değil, tank hareket halindeyken yapılan atışlarla ölçülmektedir. Tank hareket halindeyken atış yapılabilmesi amacıyla namlu stabilizasyon sistemi bulunmaktadır. Stabilizasyon sistemi, tank hangi konum değişimlerine uğrarsa uğrasın namlunun yere göre açısal konumunun sabit kalmasını sağlar. Bir başka deyişle, stabilize olmayan sistemde namlunun yere göre açısal konumunun sabit kalabilmesi için operatörün müdahalesi gerekirken, stabilize sistemde kontrol algoritması sayesinde böyle bir müdahaleye gerek kalmamakta böylece hedefin takip edilmesi kolaylaşmaktadır (Şekil 2.1). a) Yan eksen b) Yükseliş ekseni Şekil 2.1. Stabilizasyon sisteminin etkisi Stabilizasyon testi APG parkuru (Yükseliş Ekseni Stabilizasyonu) ve Sinüs parkuru (Yan Eksen Stabilizasyonu) olarak iki farklı aşamadan oluşmaktadır (Şekil 2.2). APG parkuru testi, aracın belirli bir hızda, çeşitli boyutlardaki ve belirli bir düzene göre yerleştirilmiş tümsekler üzerinden geçirilmesi testidir. Bütün parametreler standartlarla belirlenmiştir. Bu sırada silah sisteminin hedeften yükseliş yönündeki sapma değerleri tespit edilerek sistem performansı belirlenir. Sinüs parkurunda ise araç parkurda 8 rakamı çizer. Yan eksendeki hareket, genliği büyük bir sinüs hareketini andırır ve bu eksende hedeften sapma değerleri tespit edilir [1].

237 241 a) Sinüs Parkuru b) APG Parkuru Şekil 2.2. Stabilizasyon test parkurları Stabilizasyon testleri ve veri kayıt işlemi çok zaman ve emek istemektedir. Hatta bazı durumlarda testin tekrarına ihtiyaç duyulmaktadır (örneğin elektriksel bağlantılardan birinin kopması sonucu bir değerin okunamaması, tüm verilerin eş zamanlı değerlendirilmesi gerektiğinden, deneyin tekrarlanmasına neden olmaktadır). Bunun yanında kullanılmış tankların dinamik özelliklerinin bir tanktan diğerine geçildiğinde farklılık göstermesi nedeniyle her bir tankın, kontrol parametrelerinin teker teker ayarlanması gerekmektedir. Bu nedenlerle, stabilizyasyon testinin laboratuvar ortamında yapılması gereği ortaya çıkmıştır ve Hidrolik Hareket Simülatörü yapılmasına karar verilmiştir. Tank kulesi iki serbestlik derecesine sahiptir; Yan-sapma (yaw) Yükseliş-yunuslama (pitch) İki eksenli simülatör sistem testi için gerekli bozucu açısal değişimleri sağlayacaktır. Dolayısıyla test simülatörünün yükseliş ve yan eksendeki hareketleri, tankın hareketini simüle edecektir. 3. SİMÜLATÖR GEREKSİNİMLERİNİN BELİRLENMESİ Simülatör gereksinimlerinin belirlenebilmesi için, test parkurlarından geçerken kule üzerinde oluşan bozucu açısal hızlara ihtiyaç duyulmuştur. Bu nedenle, APG ve sinüs parkurlarından geçerken tank üzerine yerleştirilen jiroskoplarla yan ve yükseliş eksenlerinde oluşan bozucu açısal hız değerleri kaydedilmiştir. Aşağıda tank kule jiroskobundan elde edilen grafik verilmiştir (Şekil 3.1). Ölçülen hız değerleri, tankın parkurdan geçiş hızına bağlı olarak değiştiği için grafiklerde y-ekseni değerleri verilmemiştir. Tank motorunun çalışmasından dolayı yüksek frekansta mekanik gürültüler ve diğer elektronik elemanların oluşturduğu elektronik gürültüler nedeniyle bu hız değerinden türetilerek elde edilen ivme değerleri çok yüksek çıkmaktadır. Ayrıca yukarıdaki grafikte hızın integrali alınarak elde edilen konum bilgisinin sıfır civarında salınması beklenmektedir. Oluşan bu hataların gürültülerden kaynaklandığı düşünülmüş ve elde edilen veriler filtrelenerek, aşağıdaki grafikler elde edilmiştir (Şekil 3.2).

238 242 Şekil 3.1. Kule jiroskobu grafiği Şekil 3.2. Kulenin filtrelenmiş açısal hız ve konumu

239 243 Şekil 3.3. Simülatörün yandan görünüşü Grafiklerden ω max = 0.3 rad/s, α max = 2 rad/s 2, ve gerekli hareket miktarı θ max = ±4º olarak bulunmuştur. ±4º lik salınımı sağlayabilmek için 200 mm strok boyuna sahip bir hidrolik silindir, dönme ekseninden 1.15 m uzağa yerleştirilmiştir (Şekil 3.3). Yan eksene ait gereksinimler de sinüs parkurundan geçerken toplanan veriler kullanılarak, yükseliş ekseni için yapılana benzer şekilde bulunmuştur. Yan eksen için yapılan çalışma tekrardan kaçınmak için makale kapsamında verilmemiştir. 4. HİDROLİK HAREKET SİMÜLATÖRÜNÜN MATLAB /SIMULINK BENZETİMİ Hidrolik Hareket Simülatörü nün tasarımı için hidrolik güç ünitesinin debi ve basınç gereksinimleri ile hidrolik tahrik silindiri üzerine düşen kuvvetlerin hesaplanması gerekmektedir. Bu amaçla simülatörün fiziksel modeli (Şekil 4.1) hazırlanmış ve MATLAB /SIMULINK modeli (Şekil 4.2) oluşturulmuştur. Bu model kullanılarak benzetim çalışması yapılmış ve hidrolik güç ünitesinin, tank ile APG parkurundan geçerken elde edilen verilere uygun olarak, hareket simülatörünü sürebilmesi için gerekli basınç ve debi ihtiyacı belirlenmiştir. Benzetim sonuçları daha sonra gerçek sistem üzerinde yapılan testlerle de karşılaştırılmış olup benzetim ve test sonuçlarını içeren grafikler aşağıda verilmiştir (Şekil 4.3).

240 244 Şekil 4.1. Simülatörün yükseliş ekseninin fiziksel modeli Şekil 4.2. Simülatörün MATLAB /SIMULINK modeli

241 245 a) Basınç, P 2 -P 1 (bar) b) Yükseliş Ekseni Hızı (rad/s) c) Debi (l/dk) d) Yükseliş Ekseni Sürme Torku (Nm) e) Yükseliş Pistonu Sürme Kuvveti (N) Şekil 4.3. Hidrolik hareket simülatörü benzetim ve test sonuçları

242 SİMÜLATÖR MEKANİĞİ Titreşim platformu yükseliş ve yan olmak üzere 2 serbestlik derecesine sahiptir. Her iki eksen aynı anda sürülebilmektedir. Yükseliş eksenindeki hareket üst tablaya bağlı olan ve güvenlik ayaklarının arasındaki hidrolik silindirle sağlanmaktadır. Yan eksen ise bir tarafı yere rijit bir şekilde bağlanmış hidrolik silindirle sürülmektedir. Tüm sistemin tasarımı I-DEAS katı model yazılımı kullanılarak yapılmıştır. Titreşim Platformu 3 ana parçadan oluşmaktadır; Üst Tabla Taşıyıcı Yan Kolonlar Alt Montaj ; Bağlantı Çerçevesi, Eksenel Rulman (Bilezik Dişli), Yere Bağlantı Çerçevesi Yükseliş Silindiri Eksenel Rulman Yan Eksen Silindiri Şekil 5.1. Titreşim platformu Sistem mekanik hesaplarında bir çok indirgemeler ve benzetimler yapılarak modeller oluşturulmuştur. Bu modeller sayesinde simülatörün dayanım hesapları HEXAGON ve SAM programı kullanılarak yapılmıştır. Mekanik sistemin teknik özellikleri Tablo 5.1 de verilmiştir. Tablo 5.1. Simülatör Mekanik Donanımı Teknik Özellikleri Yükseliş Ekseni Max. Açısal İvme 2 rad/s 2 Max. Açısal Hız 0.3 rad/s Açısal Hareket Miktarı ±5 º Yan Eksen Max. Açısal İvme 2 rad/s 2 Max. Açısal Hız 0.3 rad/s Açısal Hareket Miktarı ±5 º Taşıma Kapasitesi 12,000 kg

243 SİMÜLATÖR HİDROLİK SİSTEMİ 6.1. Simülatör Hidrolik Sisteminin Basınç ve Debi Gereksinimi Yükseliş ekseni hız gereksinim değerine göre, maksimum hidrolik silindir hızı; y = r θ (6.1) bağıntısıyla bulunur. Burada, y : Hidrolik silindir hızı r : Hidrolik silindir moment kolu : Yükseliş ekseni açısal hızıdır. θ r = 1.15 m ve θ = 0.3 rad/s alınırsa, hidrolik silindir hızı yaklaşık y = 0.3 m/s olarak hesaplanır. Sistemin debi ( Q ) gereksinimi ise maksimum hidrolik silindir hızı ve hidrolik silindir kesit alanı cinsinden Q = y A (6.2) bağıntısı ile hesaplanabilir. Burada; A = m 2 alınırsa, debi gereksinimi Q = 54 l/dk olarak hesaplanır. Debi gereksinimi, Şekil 4.3.c den görüleceği üzere, benzetim sonucu ile de örtüşmektedir. Simülasyon için, silindirlerin kontrolünde kullanılan servovalflerin valf kazancı (geçirgenlik katsayısı) K, değerinin bulunması gerekmektedir. Kullanılan servovalflerin valf kazancı için katalog değerine ulaşılamadığından bu değer deneysel yoldan bulunmuştur. Bu amaçla servovalf üzerinde Q -P ölçümü yapılmıştır. Makara %100 açık iken, valf üzerine basıncı 10 ile 200 bar arasında değişen bir akış uygulanmış ve debi ( Q ) ölçülmüştür. Bu deneysel çalışma sonucu valf karakteristiği eğrisi hazırlanmıştır. Elde edilen gerçek sistem eğrisi ve bu eğriye çakıştırılan teorik (K = 4.7 e -5 ) eğrisi aşağıdaki grafikte verilmiştir (Şekil 6.1). Şekil 6.1. Valf karakteristiği Valfden maksimum debi akarken valf üzerindeki basınç kaybı;

244 248 P Qv = K x 2 v (6.3) bağıntısı ile hesaplanmaktadır. Bu denklemde; : Valfteki basınç kaybı P v Q x K Q v = 54 l/dk, max bar olarak bulunur. v : Valf debisi : Valf makara konumu : Valf geçirgenlik katsayısı olarak tanımlanmıştır. x = m, K = 4.7 e -5 alınarak yukarıdaki formülde yerlerine konulursa, P 86 Hidrolik sistemde hortumlar kısa tutulmuş, boru ve dirseklerde özel tedbirler alınarak basınç hattındaki basınç kayıpları azaltılmış ve bu kayıplar P v hesabına dahil edilmiştir. Bu durumda gerekli toplam basınç ( P T ), yük basıncı ( P L ) ve valfdeki basınç kaybının ( P v ) toplamına eşittir; P T = PL + Pv. Maksimum hidrolik silindir kuvvetinden yük basıncı P L = 155 bar olarak hesaplanmıştır. Hesaplanan yük basıncı değeri, Şekil 4.3.a dan görüleceği üzere, benzetim sonucu ile de örtüşmektedir. Bu durumda toplam basınç P T = 241 bar olarak bulunur. Pompa ve motor verimleri de hesaba katılarak yukarıda bulunan debi ve basınç ihtiyaçlarından gerekli güç 25 kw olarak bulunmuştur. Her iki eksende de (yan ve yükseliş) aynı basınç ve debi ihtiyacı olacağı düşünülerek 50 kw güce ihtiyaç olduğu tespit edilmiştir. Bu değere en yakın elektrik motoru 45 kw gücünde olduğundan sistemi daha büyütmemek ve fiyatı artırmamak amacıyla 45 kw lık motor seçilmiş ve her iki eksenin de aynı anda maksimum güçle sürülmesi halinde bir miktar performans kaybına razı olunmuştur. Yukarıda belirlenen ihtiyaçlar doğrultusunda 80 cm 3 /dev anma hacmine sahip ve 70 l/dk debi sağlayabilen radyal pistonlu pompa kullanılmıştır. Hidrolik sistemin bulunacağı bölgede gürültünün az olması istendiği için hidrolik pompayı süren elektrik motoru düşük devirli (900 dev/dk) seçilmiştir. Ayrıca anlık debi ihtiyaçlarında sisteme debi sağlamak ve basıncın düşmesine engel olmak için 35 litrelik akümülatör kullanılmıştır ve ihtiyaç durumunda aynı akümülatörden bir tane daha eklenebilmesi için gerekli bağlantı detayları hazır bulunmaktadır. Hidrolik devre çalışma basıncı bar arasında ayarlanacak şekilde tasarlanmıştır. Ayrıca sistemde ihtiyaç olan bölgelerden ölçümler alınmasını sağlayacak altı adet basınç ölçer ve bir adet debi ölçer mevcuttur. Yağ viskozitesinin tüm çalışma boyunca yaklaşık sabit kalması için sisteme yağ ısıtıcı ve soğutucu eklenmiştir. Yağ sıcaklığı 40ºC nin altında ise 40ºC ye kadar ısıtılmakta ve yağ sıcaklığı 50ºC nin üstünde ise 45ºC ye kadar soğutulmaktadır. Emniyet tedbiri olarak, titreşim platformunun çeşitli bölgelerinde ve çalışmanın izlenme bölgesinde sistem acil durum şalterleri, sesli ve ışıklı ikaz lambaları bulunmaktadır. Hidrolik sistem uzaktan kumanda birimi ile uzaktan açılıp kapatılabilmektedir. v 6.2. Hidrolik Güç Ünitesi Hidrolik güç ünitesinin Şekil 6.2 de devre şeması, Şekil 6.3 de ise fotoğrafı verilmiştir.

245 249 Şekil 6.2. Hidrolik güç ünitesi devre şeması Yağ tankı : 400 l Sıcaklık göstergesi : 0 C - 80 C aralığında. Seviye göstergesi : Min / max göstergeli. Depo kapağı : Havalandırmalı, filtreli. Basınç hattı filtresi : Abs. 10 μm filtreleme. Kirlilik göstergesi Geri dönüş filtresi : Abs. 25 μm (yağ ve suyu ayrıştırabilen özellikte). Havalı soğutucu : Isıtıcı : 1500 W Akümülatör : 35 l, 300 bar Elektrik motoru : 45 kw Kavrama Radyal pistonlu pompa : 80 cm 3 /dev Gliserinli manometre : bar Debimetre : 0-70 l/dk, 0.1 l/dk okuma hassasiyetli. Katriç tipi çek valf : Akümülatör tipi, 350 bar. Basınç anahtarı : bar ayarlı. 2/2 basınç boşaltma valfi : 24 VDC, 100 l/dk, P = max 2 bar Basınç emniyet valfi : bar, 100 l/dk (akümülatör tipi). 4/2 yön denetim valfi : 24 VDC, 100 l/dk, P = max 2 bar Basınç ayar valfi : bar, 100 l/dk (akümülatör tipi)

246 250 Şekil 6.3. Hidrolik güç ünitesi 7. SİMÜLATÖRÜN DENETİMİ Hazırlanan Hidrolik Simülatör ün denetimi, MATLAB /SIMULINK ortamında oluşturulan denetim modeli ile MATLAB /RTWT (Real-Time Windows Target) yazılımı kullanılarak PC üzerinden yapılmıştır. MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan denetim modelinde iki denetim algoritması çalışmaktadır; Simülatör Yükseliş Ekseni Kontrol Algoritması Simülatör Yan Eksen Kontrol Algoritması Birbirine benzer yapıda olan bu algoritmalara ait şema Şekil 7.1 de verilmiştir. Şekil 7.1. Sistemin MATLAB /SIMULINK Ortamında Hazırlanan Denetim Modeli Denetim algoritmasında kullanılan denetleç parametreleri ile geri besleme sinyallerinin kazanç değerleri MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan simülatör benzetimi çalışması ile belirlenmiştir. Geri besleme sinyallerinin PC ortamına alınması ve denetim sinyalinin sisteme gönderilmesi veri toplama kartı ile yapılmaktadır. Bu kart üzerinden iki eksen için toplam sekiz sinyal bilgisayara alınmakta, bilgisayardan sisteme de iki sinyal gönderilmektedir. Bilgisayara alınan sinyaller LVDT,

247 251 Basınç Algılayıcı, Jiroskop ve Potansiyometre sinyalleridir. Bilgisayardan ise sisteme hız isteği sinyalleri gönderilmektedir. Hız isteği bilgisayardan verilebildiği gibi kumanda kolundan da verilebilmektedir. SONUÇ Üretimi yapılan simülatörde, MATLAB /RTWT programı kullanılarak tank testleri gerçekleştirilmiştir. Gerçekleştirilen testlerde, sahra testleri sırasında elde edilen APG verileri kullanılmıştır. Bu test sırasında simülatöre yerleştirilmiş algılayıcılardan kayıtlar alınmıştır. İncelenen kayıtlardan, simülatöre girilen referans APG verilerinin üretilen sistem tarafından gerçekleştirildiği görülmüştür (Şekil 8.1). Böylece simülatör, APG testini laboratuvar ortamında gerçekleştirmiş ve sistem ihtiyaçlarını karşılamıştır. Şekil 8.1 Simülatör performansı TEŞEKKÜR Bu çalışmanın gerçekleştirilmesinde katkıda bulunan Proje Yöneticisi Sn. Faruk MENGÜÇ e, Proje Teknik Yöneticisi Sn. Bülent Mete ye ve ASELSAN A.Ş. Proje Ekibi ne teşekkür ederiz. KAYNAKLAR [1] International Test Operations Procedure, Stabilization Accuracy, ITOP (2.2.1),1995. [2] Ercan, Y., Akışkan Gücü Kontrolü Teorisi, Gazi Üniversitesi, [3] The Hydraulic Trainer, Volume 2 Mannesmann Rexroth AG, [4] MATLAB User s Guide, Version 2, The Mathworks Inc., 1993

248 252 ÖZGEÇMİŞLER H. Ersel ÖNER 1972 yılında Kütahya da doğdu yılında Kabataş Erkek Lisesinden mezun oldu yılında ise İstanbul Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden lisans derecesini aldı yılında ise İTÜ Fen Bilimleri Enstitüsünde Robotik yüksek lisansını tamamlayarak yüksek mühendis ünvanını aldı yılları arasında Altınay Robotik ve Otomasyon A.Ş. de Ark Kaynağı Robotu Uygulama Mühendisi olarak görev yaptı yılıdan bugüne ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü nde Uzman Mühendis olarak görev yapmaktadır. M. Burak GÜRCAN 1971 yılında Isparta da doğdu. Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1993 yılında Lisans, 1997 yılında da Yüksek Lisans derecelerini aldı. Nisan 1999 tarihinde ASELSAN A.Ş. MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü nde çalışmaya başladı ve Kaideye Monteli Stinger ve Silah Sistemleri İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projeleri nde görev aldı. Tank İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projesi nde Araç İş Paketi PKD Yöneticisi dir. Halen MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü, Silah Sistemleri ve Elektro Optik Platform Entegrasyonu Uzmanlık Birimi'nde Baş Mühendis olarak görev yapmaktadır. İlhan BAŞÇUHADAR 1964 yılında Ankara da doğdu. Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1986 yılında Lisans, 1989 yılında da Yüksek Lisans derecelerini aldı yılında ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü'nde Geçici Teknik Eleman olarak göreve başladı ve robot kollar, adım motor kontrolü ve uygulamaları konularında çalışmalar yaptı yılları arasında 9600 VHF/FM Frekans Atlamalı Telsiz Ailesi Projesi nde Mekanik Tasarım Mühendisi olarak çalıştı yılından itibaren Kaideye Monteli Stinger Projesi nde Taret Mekaniği ve Servo Sistemi PKD Yöneticiliği görevini sürdürmektedir yılından itibaren de Tank İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projesi nde Servo Sistemi PKD Yöneticisi dir. Halen MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü, Silah Sistemleri ve Elektro Optik Platform Entegrasyonu Uzmanlık Birimi'nde Teknik Lider olarak görev yapmaktadır. Tuna BALKAN 1957 yılında Manisa da doğdu. Halen çalışmakta olduğu Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1979 yılında Lisans, 1983 yılında Yüksek Lisans, 1988 yılında da Doktora derecelerini aldı yılında Öğretim Görevlisi, 1988 yılında Yardımcı Doçent, 1990 yılında Doçent ve 2000 yılında da Profesör oldu yılından beri ODTÜ Bilgisayar Destekli Tasarım İmalat ve Robotik Merkezi (BİLTİR) Başkan Yardımcılığı ve ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü nde danışman olarak görev yapmaktadır. Çalışmaları sistem dinamiği, otomatik kontrol, sistem modellemesi, simülasyonu ve tanılaması, akışkan gücü kontrolü, robotik ve uygulamaları alanlarında yoğunlaşmıştır.

249 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 18 Kuvvet Geribeslemeli Bir Test Düzeneğinin Tasarımı, Analizi ve Sistem Elemanlarının Seçimi MESUT ŞENGİRGİN İBRAHİM YÜKSEL Uludağ Üniversitesi Mühendislik-Mimarlık Fakültesi

250 255 KUVVET GERİBESLEMELİ BİR TEST DÜZENEĞİNİN TASARIMI, ANALİZİ VE SİSTEM ELEMANLARININ SEÇİMİ Mesut ŞENGİRGİN İbrahim YÜKSEL ÖZET Bu bildiride, elekrohidrolik valf denetimli bir kuvvet geribeslemeli test düzeneğinin tasarımı, analizi ve sistem elemanlarının seçimi üzerine yapılan bir çalışma sunulmaktadır. Yapılacak test ile ilgili karakteristikler (uygulanacak kuvvet veya moment, frekans ve tekrar sayısı) otomobil üreticisi firmalara göre farklılıklar göstermekle beraber genel çalışma prensibi açısından sistem aynıdır. İlk adımda test ile ilgili karakteristikler tanımlanmış ve hidrolik devre elemanlarının seçimi yapılmıştır. İkinci adımda, elektronik donanım ile ilgili özellikler belirlenmiş ve kuvvet algılayıcısı seçimi yapılmıştır. Üçüncü adımda, elektrohidrolik denetim sisteminin matematik modeli oluşturulmuş ve MATLAB- Simulink programı yardımı ile çözümler elde edilmiştir. 1. GİRİŞ Kuvvet ve hareketlerin bir akışkan tarafından iletimi ve denetimi şeklinde genel olarak ifade edilebilen hidrolik güç iletimi, endüstride değişken seviyelerdeki büyük güçlerin kullanıldığı ve hassas denetimin gerektiği alanlarda yaygın olarak kullanılmaktadır. Basma ve kesme presleri, plastik enjeksiyon makineleri, robotlar, uzay araçları, uçaklar ve takım tezgahları hidrolik güç iletiminin endüstrideki çeşitli kullanım alanlarında bazılarıdır. Bu alanlardaki hidrolik sistemlerin çoğunluğunu, elektrik denetim elemanlarının kullanıldığı elektrohidrolik denetim sistemleri oluşturmaktadır. Elektrohidrolik denetim sistemlerinde konum, hız, ivme, kuvvet ve basınç gibi büyüklüklerin denetimi, akışın yönünü veya hem yönünü hem de debisini değiştirebilen elektrohidrolik valflerin kullanılması ile sağlanmaktadır. Hidrolik güç iletim sistemleri, özellikle büyük güçlerin değişken hızlarda iletilmesi gereken durumlarda mekanik veya elektrik sistemlere göre daha çok tercih edilmektedir. Bunda, hidrolik sistemlerin büyük güçleri iletme özellikleri yanında çok yüksek güç yoğunluğuna sahip olmaları rol oynamaktadır. Hidrolik sistemler üzerindeki çalışmalar çeşitli araştırmacılar tarafından sürdürülmektedir. Bu çalışmalar, hidrolik sistemlerin modellenmesi ve denetimi [1,2,3,4,5], hidrolik sistem elemanlarının geliştirilmesi ve karakteristiklerinin çıkarılması [6] şeklinde olmaktadır. Hidrolik sistemlerin modellenmesi üzerine yapılan çalışmalar çoğunlukla konum denetim çalışmalarıdır [7]. Kuvvet geribeslemeli sistemler [8] üzerine çalışmalar sınırlı sayıdadır.

251 TEST DÜZENEĞİNİN TANIMI Egzost ömür testi, egzost borularının susturucu gövdesine giriş ve çıkış noktalarındaki kaynaklarının yorulma testidir. Test için karakteristik değerler, kaynak noktasına uygulanacak olan moment (kuvvet), frekans ve tekrar sayısıdır. Kaynak noktasına uygulanacak moment, otomobil üreticisi firmalara göre değişmekle beraber Nm civarındadır. Bu momentin kaynak noktasında oluşmasını sağlayacak kuvvetin uygulama noktası ile kaynak noktası arasındaki mesafenin bilinmesi gerekmektedir. Kuvvetin uygulama noktası, susturucunun şase bağlantılarına veya boru kıvrımlarına göre değişmektedir. Kuvvet kolu mesafesi aynı zamanda uygulanacak kuvvetin belirlenmesi açısından önemlidir. Kuvvet kolu mesafesi ne kadar uzun olursa uygulanacak kuvvet o kadar azalacaktır. Kuvvet kolu, Firma1 için mm arasında, Firma2 için 500 olarak belirtilmektedir. Diğer bir karakteristik ise uygulanacak harmonik kuvvetin frekansıdır. Taşıt tekniğinde yoldan gelebilecek uyarılar dikkate alındığında bu değer maksimum 10 Hz'dir. Fakat bu değer otomobil üreticilerinin isteğine bağlı olarak değişim göstermektedir. Frekans, Firma1 için Hz, Firma2 için 10 Hz ve Firma3 için 20 Hz'dir. Ömür süresi ise, belirlenen moment veya kuvvet ile belirlenen frekansta yapacağı tekrar sayısıdır. Bu tekrar sayısı Firma1 için iken, Firma2 için ve Firma3 için ise olmaktadır. Test sisteminin elemanları seçilirken en büyük kuvvet ve en büyük frekans dikkate alınmalıdır. Buna göre bu sistem için kuvvet 5000 N ve frekans 20 Hz olarak alınmıştır. 3. DEVRE ELEMANLARININ SEÇİMİ Sistemi, hidrolik sistem elemanları ve denetim sistemi elemanları olmak üzere 2 ana gruba ayırabiliriz. Hidrolik devre elemanları, güç ünitesi, yön denetim valfi ve silindirdir. Denetim sistemi elemanları ise denetim organı ve kuvvet algılayıcısıdır Güç Ünitesi Güç ünitesi, sistem ihtiyaçlarına cevap verebilecek elemanlardan seçilmiştir. Hidrolik pompa değişken debili olup maksimum 21 l/dak debi sağlamaktadır. Bu pompa 5.5 kw lık bir elektrik motoru ile tahrik edilmektedir. Bunların dışında, emiş, dönüş ve servo valf kullanıldığı için basma hattı filtreleri kirlilik ve basınç göstergeleri, seviye şalteri gibi yardımcı elemanlar da bulunmaktadır. Ayrıca sürekli çalışacak olan bu sistem için bir sulu soğutucu ilave edilmiştir. Tank içindeki yağın sıcaklığını sabit tutacak bir termostatik vana bulunmaktadır Bu vana soğutucu akışkan miktarını ayarlamaktadır. Şekil 1'de kullanılan pompa kesiti ve karakteristik eğrileri verilmiştir Yön Denetim Valfi Yön denetim valfinin seçiminde iki önemli kriter vardır. Bunlar geçireceği debi miktarı ve cevap hızıdır. Özellikle valf cevap frekansı, sistem çalışma frekansından daha büyük olmalıdır. Sistem çalışma frekansı maksimum 20 Hz olduğuna göre valf bu çalışma frekansında daha büyük seçilmelidir.

252 257 Şekil 1. Değişen debili pompa ve karakteristik eğrisi 315 bar çalışma basıncında geçici durum davranışı Sürgü yerde Za man [ ms] Şekil 2. Servo valf ve karakteristik eğrileri

253 258 Sistem, kuvvet geribeslemeli bir servo mekanizma olduğu için kullanılacak valf, servo valf olarak seçilmiştir. Servo valfler, çok hassas bir oransal denetim yapabilen ve yüksek cevap hızlarına sahip valflerdir. Seçilen servo valf kesiti ve karakteristik eğrileri Şekil 2'de verişmiştir. Eğrilerden görüleceği üzere 20 Hz'lik sistem cevabını çok büyük faz gecikmesi olmadan sağlayabilmektedir. Geçici durum davranışından da sistem cevap hızının yaklaşık 4 ms (70 bar ve %63'lük zaman sabiti) olduğu görülmektedir. Bu valfin sürücüsü valf ile entegredir Kullanıcı (Silindir) Bir doğrusal hareket söz konusu olduğu için kullanıcı olarak silindir seçilmiştir. Silindir seçiminde en önemli kriter silindir yer değiştirmesi ve uygulanacak kuvvettir. Silindir yerdeğiştirmesi kullanılacak olan silindirin yapısal özelliklerini, kuvvet ise silindir boyutunu belirlemektedir. Silindirdeki yer değiştirme miktarı 5 mm'den daha az ise çok tekrarlı bir sistemde silindir içinde hareket eden akışkan miktarı az olacağından yağ çok ısınacaktır. Bu ısınma silindir keçelerinde bir deformasyon meydana getirecektir. Bu deformasyon silindirin yağ kaçırmasına sebep olacak ve kontrol sağlanamayacaktır. Bunun için özel bir keçe sistemi gerekecektir. Yer değiştirme miktarı mm'nin kesri veya mikrometre seviyesinde ise bu özel keçeli silindir de yetmeyecektir. Bunun yerine özel imalat düşük sürtünmeli ve yüksek hızlı bir servo silindir kullanılmalıdır Denetim Organı Donanımı Denetim organı donanımını, denetim elemanı ve algılama elemanı olarak ikiye ayırmak mümkündür. Denetim elemanı, bir bilgisayar içine yerleştirilmiş veri toplama kartı, sinyal üreteci ve elde edilen sonuçların değerlendirildiği bir programdan oluşmaktadır. Yazılım, sinyal üretecinden test sinyali seçilebilecek, test sinyali frekansı ve genliği değiştirilebilecek, kırılma anında, kırılma öncesi birkaç çevrim ile kırılma anındaki görüntü çıktı alınabilecek şekilde hazırlanacaktır. Şekil 3. Test düzeneği tesisat şeması

254 259 Algılayıcı olarak, kuvvet algılayıcısı ve kuvvetlendiricisi kullanılmıştır. Her iki yöne (bası ve çekiye) çalışabilen bir yapıda olup maksimum 5000 N kuvvet ölçebilecek kapasiteye sahiptir. Kuvvetlendiriciden elde edilecek gerilim ise maksimum kuvvette 10 V olacaktır. Ölçme frekansı ile çalışma frekansı aynı ise yeterli doğrulukta ölçme yapmak mümkün değildir. Bu nedenle kuvvetlendirici frekansı (örnekleme frekansı) sistem frekansından 5-10 kat fazla olacak şekilde seçilmelidir. Yukarıda belirtilen özelliklere göre oluşturulan elektrohidrolik sistemin çalışma şeması Şekil 3'te verilmiştir. 4. SİSTEMİN MATEMATİK MODELİ 4.1. Elektrohidrolik Denetim Sistemleri Bir denetim sisteminin oluşturulması için pek çok yol bulunmaktadır. Denetim sistemlerinin tasarımı ve elemanlarının seçiminde, sistemin amacı, hassasiyeti ve cevap hızı temel etkenleri oluşturmaktadır. Elektrohidrolik denetim sistemleri konum, hız, ivme, kuvvet, moment ve basınç denetimi gerektiren yerlerde kullanılan duyarlı ve sağlıklı bir denetim sağlayan sistemlerdir. Elektrohidrolik denetim sistemleri çalışma biçimlerine göre, sürekli (analog) denetim sistemleri ve sayısal (digital) denetim sistemleri olarak sınıflandırmak mümkündür. Genel bir elektrohidrolik denetim sistemi şeması Şekil 4 te gösterilmektedir. Burada her bir denetim biçimi kendi elektrohidrolik valfine ve geribesleme dönüştürücüsüne sahiptir. Kumanda Sistemi + - Elektronik Kuvvetlendirici Elektrohidrolik Valf Hidrolik güç çıkış elemanı Yük Geribesleme Dönüştürücüsü Şekil 4. Elektrohidrolik denetim sistemi şeması 4.2. Valf Denetimli Sistemin Matematik Modeli Dört yollu üç konumlu bir sürgülü valfte yük debisi denklemi Q L C d w x v 1 (Ps PL ) ρ = (1) şeklinde yazılır. Burada w çıkış akış gradyanıdır. Bu yük debisi silindirde bir hareket meydana getirecektir ve yüke (kütle ve yay yükleri) karşı bir iş yapacaktır. Buna göre silindire giren akışkan debisi için, Q dx A dt Vt dp 4β dt p L L = + (2) yazılır. Burada yağın sıkışabilirliliği dikkate alınıp, sızıntılar ihmal edilmiştir. Silindirin yüke karşı oluşturduğu kuvvet dengesi için,

255 260 2 d x p A ç = A PL = m p + K 2 yx p (3) dt elde edilir. Burada viskoz sürtünme ihmal edilmiş olup, hareket eden kütle m p olarak alınmıştır. Valf transfer fonksiyonu, X v (s) M(s) K v = (4) T s + 1 v şeklinde verilebilir. Burada K v valf kazancı, T v valf zaman sabitidir. Denetim organı transfer fonksiyonu, PID denetim olarak alındığında, M(s) 1 G d (s) = K p + + E(s) T s biçimine yazılabilir. = (5) i T s d 5. BİLGİSAYAR ÇÖZÜMLERİ Sistemin bilgisayar çözümü MATLAB-Simulink programı ile gerçekleştirilmiştir. Şekil 5'te (1)-(5) nolu denklemlere uygun olarak hazırlanan Simulink modeli verilmiştir. Çözümler basamak giriş ve sinüzoidal girişler olarak elde edilmiştir. Şekil 5'te verilen Simulink modelinin çözümünden elde edilen sonuçlar Şekil 6, Şekil 7, Şekil 8 ve Şekil 9'da verilmiştir. Şekil 6'da verilen basamak giriş cevap eğrisinden sistemin cevap hızının yaklaşık 0.05 s (20 Hz) civarında olduğu gözlemlenmektedir. Şekil 7'de verilen sinüs giriş cevap eğrisinden, çıkışın sistemin girişini çok büyük bir faz farkı olmadan takip ettiği görülmektedir. S te p 1 G ain K v(s) T v.s + 1 Transfer Fcn P ro d u c t 1/A G ain1 1 s Inte g rato r K y /A G ain2 A G ain3 Kf G ain4 G ain5 D erivative V t/(4*b e ta etkin) du/dt G ain6 C d*w *sqrt(p s/rho ) Fcn sqrt(1-u/p s) Şekil 5. Kuvvet geribeslemeli denetim sisteminin Simulink modeli

256 Giriş Çıkış Kuvvet [N] Kuvvet [N] Zaman [s] Zaman [s] Şekil 6. Basamak giriş cevabı Şekil 7. Sinüs giriş cevabı 2.5 x x Valf sürgüsü yerde Zaman [s] Valf sürgüsü yerde Zaman [s] Şekil 8. Valf sürgüsü yerdeğiştirmesi (basamak giriş) Şekil 9. Valf sürgüsü yerdeğiştirmesi (sinüs giriş) SONUÇ Otomobil üreticisi firmaların talepleri doğrultusunda, otomobil susturucusu ömür testi için bir düzenek tasarımı yapılmıştır. Verilen özellikleri sağlayacak hidrolik devre elemanlarının seçimi yapılırken çalışma şartları da dikkate alınmıştır. Güç ünitesi ve yön denetim valfi bütün test koşullarında kullanılırken, silindir farklı tiplerde seçilmiştir. Bilgisayar çözümlerinden elde edilen sonuçlar, kurulan modelin doğruluğunu ortaya koymaktadır.

257 262 KAYNAKLAR [1] EDGE, K.A. and FIGUEREDO, K.R.A., An Adaptively Controlled Electrohydraulic Servomechanism Part 1: Adaptive Controller Design. Proc. Instn. Mech.Engirs., Vol 201. No.B3, , [2] EDGE, K.A. and FIGUEREDO, K.R.A., An Adaptively Controlled Electrohydraulic Servomechanism Part 2: Implementation. Proc. Instn. Mech.Engirs., Vol 201. No.B3, , [3] SHICHANG, Z., XINGMIN, C. and YUWAN, C., Optimal Control of Speed Conversion of A Valve Controlled Cylinder System. Transaction of the ASME Journal of Dynamic Systems, Measurement and Control, Vol.113, , [4] HUANG, S. and CHEN, S., Optimal Control and Analysis of Hydraulic Machine Tool Servo System. Int. J.Mech. Tools Manufact., Vol.32, No.3, , [5] WANG, Y. and HUANG, C., The Simplest Identification Model of An Asymmetric Hydraulic System. JSME International Journal, Series C, Vol.39, No.4, , [6] TSAI, S.T., AKERS, A. and LIN, S. J., Modeling and Dynamic Evaluation of A Two- Stage Two- Spool Servovalve Used for Pressure Control. Transaction of the ASME Journal of Dynamic Systems, Measurement and Control, Vol.113, , [7] MARTIN D.J. and BURROWS, C.R., The Dynamic Characteristics of An Electrohydraulic Servovalve. Transaction of the ASME Journal of Dynamic Systems, Measurement and Control, , [8] NIKSEFAT, N., and SEPEHRI, N., Design and experimental evaluation of robust force controller for an electro-hydraulic actuator via quantitative feedback theory, Control Engineering Practice, 8, pp , [9] MERRITT, H. E., Hydraulic Control Systems. John Wiley & Sons. Inc., , ÖZGEÇMİŞLER Mesut ŞENGİRGİN 1967 yılında Mustafakemalpaşa-BURSA'da doğdu. Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü'nden 1989 yılında "Lisans", Uludağ Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü'nden 1992 yılında "Yüksek Lisans" ve 2000 yılında "Doktora" derecelerini aldı. Uludağ Üniversitesi Mühendislik-Mimarlık Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü'nde yılları arasında Araştırma Görevlisi olarak çalıştı yılından buyana halen aynı üniversitede Öğretim Görevlisi olarak görev yapmaktadır. Çalışmaları sistem dinamiği, hidrolik ve pnömatik sistemlerin modellenmesi ve kontrolu, sistem modelleme ve simulasyonu alanlarında yoğunlaşmaktadır. İbrahim YÜKSEL 1951 İzmit doğumlu olup 1975 yılında Sakarya Devlet Mühendislik-Mimarlık Akademisi Makine Mühendisliği Bölümünden mezun oldu yılında University of Surrey, Guildford, İNGİLTERE de M.Sc. (Yüksek Lisans) ve yılında yine aynı Üniversitede Ph.D (Doktora) çalışmalarını tamamladı tarihinde Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi'nde Yardımcı Doçent olarak göreve başlamıştır yılında Doçent ve 1993 yılında Profesör unvanını almıştır. Öğretim üyesi görevine ilaveten yaklaşık 9 yıl Dekan Yardımcısı ve 16 Ekim Ekim 2000 tarihleri arasında Dekan olarak da görev yapmıştır. Çalışma konuları elektrohidrolik sistemler, elektrohidrolik valfların geliştirilmesi, otomatik kontrol, otomasyon sistemleri, sistem dinamiği, modelleme ve simulasyondur. Otomatik Kontrol ve MATLAB ile Mühendislik Sistemlerinin Analizi ve Çözümü isimli iki adet basılı ders kitabı mevcuttur. Evli ve bir kız babasıdır.

258 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 19 Elektrohidrolik Valflerin Gelişimi ve Karakteristiklerinin İncelenmesi İBRAHİM YÜKSEL MESUT ŞENGİRGİN Uludağ Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü

259 265 ELEKTROHİDROLİK VALFLERİN GELİŞİMİ VE KARAKTERİSTİKLERİNİN İNCELENMESİ İbrahim YÜKSEL Mesut ŞENGİRGİN ÖZET Bu çalışmada, elektrohidrolik denetim sistemlerinde kullanılan valflerin tarihsel gelişimi ve karakteristikleri ele alınmıştır. Öncelikle servovalfler, solenoid valfler ve diğer alternatif valfler üzerinde yapılan çalışmalar hakkında bilgi verilkmiş ve daha sonra bu valfler tanıtılarak karakteristikleri ele alınmıştır. Ayrıca hızlı anahtarlama valfleri ve diğer alternatif valfler hakkında bilgi ve örnekler sunulmuştur. Valflerin çeşitli açılardan birbirleri ile karşılaştırması yapıldıktan sonra çalışma sonuç kısmı ile tamamlanmıştır. 1. GİRİŞ Elektrohidrolik denetim sistemleri, yüksek kuvvet/ağırlık oranları, gürbüz yapıları ve yüksek dinamik başarımları nedeniyle bugün endüstriyel alanda ağır yük manipülatörlerinden hassas takım tezgahlarına kadar pek çok alanda kullanılmaktadır. Dijital denetim olanaklarının yaygınlaşması ile birlikte uzay taşıtlarından, hassas test cihazları, simulatörler ve eğlence endüstrisine (tiyatro ve özel sinema platformları v.b) kadar uygulama alanlarını genişletmişlerdir. Bu sistemlerin içinde en önemli eleman, kullanıcıya giden akışkan debi ve basıncını denetleyen elektrohidrolik valflerdir. Elektrohidrolik valfler çok zayıf bir elektrik işareti (maksimum 50 W civarında) ile kw seviyelerinde akışkan gücünü denetler. Elektrohidrolik valfler, endüstriyel alanda daha çok servovalfler ve solenoid valfler olarak bilinmektedir. Diğer taraftan genelde geliştirme çalışmaları alanında bilinen ve belli alanlarda uygulama olanağına sahip değişik türden valflerde mevcuttur. Bunlardan bir türü ise hızlı anahtarlama valfi veya dijital valflerdir. Bunların dışında da bazı özel uygulama alanlarına sahip valfler de mevcuttur. Elektrohidrolik valfler üzerinde geliştirme çalışmaları, gerek akademik ve gerekse endüstriyel alanda devam etmektedir. Bu çalışmaları aşağıdaki şekilde özetleyebiliriz. 1940'lardan bu yana geliştirilen [1] ve günümüzde en mükemmel gelişme aşamasına gelmiş bulunan tork motorlu servovalfler oldukça karmaşık bir yapıya sahip olup çok hassas denetim gerektiren sistemlerde kullanılmaktadırlar. Servovalfler üzerinde yapılan ilk çalışmalar [2,3] daha çok valfın birinci kademesi olan plaka-lüle düzenlemesinin akışkan karakteristikleri üzerindedir. Murtaugh [30] ise servovalfların ilk yıllarında, daha sonra ortaya çıkan hızlı anahtarlama valfları ile yaygın uygulama olanağı bulan darbe genişlik modülasyon tekniği ile servovalflerin çalıştırılması üzerinde kapsamlı bir çalışma yapmıştır. Daha sonra Ikebe ve ark. [4] yine darbe genişlik modülasyon tekniği ile çalışan, plaka hareketini tork motoru yerine pieozoelektrik esasına göre yerine getiren bir servovalf geliştirmiştir. LeQuoc ve ark. [5] yaptıkları bir çalışmada servovalf için yeni bir kavram geliştirilmiş olup, geliştirilen servovalfin geri dönüş basıncı ve geri dönüş orifisi sistem denetim ihtiyaçlarını yerine getirecek biçimde ayarlanabilmektedir. Arafa ve ark. [6] yaptıkları bir çalışmada servovalfin ikinci kademesi olan sürgü elemanı üzerine etki eden akışkan kuvvetlerini analiz etmişlerdir. Daha sonra

260 266 yapılan bazı çalışmalarda [7,8,9,10] servovalfin birinci kademesi olan plaka-lüle düzenlemesinin matematik modellinin kurulması ve dinamik davranışının araştırılması üzerinde olmuştur. Günümüzde yapılan çalışmalar [11,12,13,14,15] ise daha çok servovalf kullanan elektrohidrolik sistemlerinin modellenmesi ve bu sistemler için gerekli denetim algoritmalarının geliştirilmesi üzerinde yoğunlaşmaktadır. Servovalflere bir alternatif olarak sunulan solenoidle çalışan oransal valfler 1970'li yıllarda ortaya çıkmaya başlamıştır. Bu valflar daha çok bugün tek bir şirket halin gelmiş bulunan Bosch ve Rexroth gibi büyük hidrolik firmaların araştırma geliştirme çalışmaları sonucu geliştirilmiştir. İlk çalışmalar [18,19] valfın oransal hareketini sağlayan doğrusal solenoidin geliştirilmesi üzerinde yoğunlaşmıştır. Taft [17] yaptığı bir çalışmada gerek servovalf ve gerekse solenoidli oransal valfte kullanılan sürgülü valf elamanı üzerine etki eden akışkan kuvvetlerinin karakteristiklerini incelemiştir. Qureshi [20] ve Harms [21] ayrı ayrı yaptıkları çalışmalarda oransal valflerin tasarım analizi ve uygulama örneklerini vermiştir. Daha sonra yapılan bazı çalışmalarda [22,23] daha çok oransal valflerde kullanılan solenoid elemanın geliştirilmesi üzerinde devam etmiştir. Lai ve ark. [24] yaptıkları bir çalışmada oransal valf kullanılan bir devrede hassas akış denetimi sağlamak için kendi kendini ayarlayan denetleyici tasarımını incelemiştir. Heyen [25], düşük maliyetli oransal valflerin konum denetiminde kullanılmasının sağladığı avantajları vurgulamıştır. Vaughan ve ark. bir çalışmasında [26] oransal valflerin modellenmesi ve simulasyonunu incelemiş ve bir başka çalışmasında [27] oransal valflerin denetiminde kullanılmak üzere kayan kipli bir denetleyici tasarımını ele almışlardır. Oransal valflerin ileri seviyede gelişimin sonucunda servo solenoid veya yüksek cevap hızlı oransal valfler ortaya çıkmış [28,29] olup 1980'lerden bu yana kullanılmaktadırlar. Bir yandan servovalflere alternatif olarak oransal valfler üzerinde çalışmalar devam ederken aynı zamanlarda hızlı aç-kapa türü valflar üzerinde çalışmalar sürdürülmüştür. Dijital denetim teknolojisinin yaygılaşmaya başladığı 1975'li yıllarda bu valflar bir taraftan hızlı anahtarlama ve diğer taraftan da dijital valf adı altında sunulmuştur. Bu valflerin oransal sürülmesinde ise darbe genişlik modülasyon tekniklerinden yararlanılmıştır. Gerçekte darbe genişlik modülasyon tekniğinin ilk uygulamaları [30,31] servovalfler üzerinde olmuştur. Hızlı anahtarlama valfi üzerinde darbe genişlik modülasyon tekniği uygulaması ile ilgili ilk çalışmalardan birisi [32] pnömatik sistemler üzerindedir. Post [33] anahtarlama elemanı olarak çok hızlı çalışan küçük bilye elemanı kullanmış ve bunun sürülmesinde elektromekanik dönüştürücü olarak küçük boyutlu klasik solenoidten yararlanmıştır. Daha sonraki çalışmalarda [34,35,36] Post un geliştirdiği bilyeli valfın dijital denetim sistemlerinde uygulanma olanakları ele alınmıştır. Mansfeld [37] ise bilye elemanın hareketinde solenoid yerine tork motorundan yararlanmış ve geliştirilen bu yeni tür bilyeli valfı servo denetim sistemlerinde dijital denetim elemanı olarak kullanmıştır. Daha sonraları ise bu yeni tür bilyeli valf çok hızlı anahtarlama bilyeli valf [38] adı ile ticari olarak piyasaya sürülmüştür. Anahtarlama elemanı olarak ferromıknatıs bir disk kullanan ve bu diskin hareketi için farklı bir solenoid yapısı kullanan bir çalışma başlatılmış [41] ve benzer konuda farklı çalışmalar [42,43,44] devam ettirilmiştir. Bu konuda yapılan son bir çalışmada [45] disk valfın farklı bir modeli geliştirilmiş ve bunun üzerinde darbe genişlik modülasyon tekniği uygulanmıştır. Yakın zamanlarda klasik solenoidle çalışan hızlı aç-kapa tipi valfler üzerinde darbe genişlik modülasyon tekniği uygulamaları gerçekleştirilmiştir. Muto ve ark. [39] yaptıkları iki farklı çalışmada dijital farksal darbe genişlik modülasyon tekniği ile çalıştırılan bir elektrohidrolik denetim sisteminde aç-kapa tipi klasik solenoid kullanmıştır. Manfred ve ark. [46] ise pnömatik konum denetim sistemlerinde klasik solenoid ile çalışan 2/2 yön denetim valfleri kullanarak normal ve farksal darbe genişlik modülasyon tekniği uygulamalarını karşılaştırmalı olarak incelemişlerdir. Burada ayrıca dijital sinyal işleme tekniklerinden de yararlanılmıştır. Yukarıda verilenlerin dışında, değişik yapıda valflar üzerinde çalışmalar farklı firmalar tarafından bugün de sürdürülmektedir. Bunlardan birisi mini-servovalf [47] diğeri de fırçasız DA motorlu servovalftır [48].

261 SERVOVALFLER 2.1. Genel Özellikleri Başlangıçta, askeri uçak ve füzelerin hassas denetiminde kullanılmaya başlayan servovalfler daha sonraları endüstriyel alanda da uygulama olanağına sahip olmuşlardır. Bugün servovalfler, askeri teçhizat ve havacılık yanında sivil havacılık ve uzay taşıtlarında da kullanılmaktadır. Endüstriyel alanda ise özellikle yüksek dinamik başarım gerektiren test makineleri en önemli uygulama alanlarından biridir. Maliyetlerinin çok yüksek olması dolayısıyla son senelerde, endüstriyel alanda servovalflerin yerini daha çok hızlı oransal solenoid valfler ve diğer türden hızlı valfler almaya başlamıştır. Bir servovalf, temelde kapalı döngü elektrohidrolik denetim sistemlerinde kullanılan elektriksel denetimli hidrolik kuvvetlendiricidir. Servovalflerin en önemli özelliği elektriksel giriş işareti ile akışkan debisi çıkış işareti arasında tam bir doğrusal bağıntı sağlaması ve diğeri de çok küçük bir giriş sinyaline karşılık çok büyük çıkış işareti vermesidir. Bu valfler yardımıyla elektrohidrolik denetim sistemlerinde yaklaşık 0,08 W gibi çok düşük güçlü elektrik sinyali yardımıyla 100 kw'tan daha büyük hidrolik güçleri çok hassas bir biçimde denetlemek mümkündür. Cevap hızları ise Hz mertebelerinde olup diğer türden oransal elektrohidrolik valfler ile bu hızlara erişmek halihazır da mümkün değildir. Bütün bu avantajları yanında dezavantajları da bulunan servovalflerin her şeyden önce maliyetleri çok yüksektir. Servovalflere en yakın dinamik başarım sağlayan servo solenoid valflerden yaklaşık en az kat ve oransal solenoid valflerden en az kat daha pahalıdırlar. Servovalflerin imalat işlemleri çok karmaşık olup çok sıkı işlem toleransı gerektirirler. Bunun sonucunda hidrolik yağdaki kirleticilere karşı çok aşırı duyarlı hale geldiklerinden 3µm gibi çok ince filtreleme gerektirirler. Ayrıca yağdaki sıcaklık artışından etkilenmeleri sonucunda sıfır ve konumlandırma hatalarına neden olurlar Yapısı ve Çalışması Çok büyük bir bölümü çift kademeli olan servovalflerin birinci kademeleri ya çoğunlukla çift lüleli plaka valf şeklinde yada jet-boru valfi şeklindedir (Şekil 1). İkinci kademeleri ise çoğunlukla sürgülü valf biçimindedir. Gerek plaka-lüle ve gerekse jet-boru valfinin elektromekaniksel hareketi bir tork motoru yardımı ile sağlanmaktadır. Tork motoru; bir kalıcı mıknatıs ve bir de elektromıknatıs (armature) devresinden meydana gelmiş elektromekaniksel bir çeviricidir. Sargı uçlarına uygulanan akım sinyali sonucu meydana gelen mıknatıs akısının mıknatıs kuvvetine dönüşmesi ve bu kuvvetin de mekaniksel harekete dönüşmesi sağlanır. Tork motoru çıkışından elde edilen mekaniksel hareket ya doğrudan bir valfın hareketli elemanını (genellikle sürgü elemanı) hareket ettirmek ya armatür ucunun uzantısı veya ona dikey olarak yerleştirilmiş bir plakayı yada yine armatüre dikey olarak yerleştirilmiş bir jet borusunu hareket ettirmek için kullanılır. Akışkan kuvvetlerinin meydana getirdiği sınırlamalar dolayısıyla böyle bir valfin tek kademede sağlayabileceği akışkan debisi çok sınırlı kalmakta ve ayrıca bu tür tek kademe valflerde kararsızlık sorunları da ortaya çıkmaktadır. Her ne kadar armatür ve ona bağlı plaka jet-borunun hareketi giriş işareti ile oransal olarak değişmekte ise de plaka üzerine etki eden akışkan kuvvetleri ve diğer kuvvetlerden dolayı bu oransallık çok dar sınırlar içinde kalmaktadır. Bu nedenle oransallık sınırını artırarak daha kararlı çalışmasını sağlamak üzere valfın birinci kademesi ile ikinci kademesi arasına bir geribesleme mekanizması yerleştirmek gerekmiştir. Geribesleme mekanizması ya sürgü konumunun izlenmesi şeklinde yada servovalfin denetlediği yük basıncını veya da yük akışındaki değişimleri düzenleyecek şekilde olabilmektedir [49].

262 268 Konumun doğrudan geribeslenmesi halinde lüleler valf sürgüsü üzerinde yer alır. Bu durumda tork motoru uzantısı olan plaka sürgü konumunu bire bir izler ve bu nedenle bu tür geribeslemeye bazen hidrolik izleyici de denmektedir. Geribeslemenin bir diğer yolu da plaka ile sürgü arasına mekaniksel bir bağlantı yerleştirmektir. Bu düzenleme kuvvet geribeslemesi veya mekaniksel geribesleme olarak bilinir. Tarihsel gelişme içinde bu türün tek plakalı normal spiral yay geribeslemeli türüne de rastlamak [50] mümkünse de günümüzde plaka ile sürgü arasında yaprak yay şeklinde bir geribesleme mekanizması kullanılmaktadır (Şekil 1). Birinci kademe ile ikinci kademe arasındaki mekaniksel bağlantıyı ortadan kaldıran ve görece daha basit bir yapıya sahip servovalf türü de barometrik geribeslemeli veya yay merkezlemeli servovalftir. Bu düzenlemede valf sürgüsünün iki tarafına birer adet yay yerleştirilmiş olup mekaniksel geribesleme bağlantısı ortadan kaldırılmıştır. Bu valf türünde, birinci kademede oluşan basınç farkının sağladığı kuvvetler ikinci kademedeki yay kuvvetleri ile dengelenerek oransal bir denetim sağlanır. Statik ve dinamik performansları mekaniksel geribeslemelilere göre oldukça düşüktür. Şekil 1. Servovalfin genel özellikleri Özellikle son senelerde ortaya çıkan geribesleme türü de elektriksel geribeslemedir. Bu düzenlemede sürgünün konumu bir indüktif konum algılayıcısı (LVDT) tarafından adım adım izlenmekte ve dolayısı ile bu şekilde çok hassas bir denetim sağlamak mümkün olmaktadır. Bu düzenleme ile mekaniksel elemanlarda ortaya çıkan laçkalık, sürtünme kuvvetlerinden etkilenme, zamanla ortaya çıkan aşınma etkisi en aza indirilmiş olmaktadır. Şekil 1 de çeşitli geribesleme bağlantıları ile birlikte mekaniksel geribeslemeli bir servovalf örneği gösterilmiştir.

263 269 Servo valflerin birinci ve ikinci kademeleri arasında yer alan geribesleme bağlantısına ek olarak, özel bazı uygulamalarda valfin kumanda ettiği yük basıncı veya yük akışı arasında da bir geribesleme bağıntısı kullanılmaktadır [51]. Yük basıncı geribeslemesinde, yükün sabit basınç altında hareketi sağlanmaya çalışılır. Bu tür valfte yük akış yolları ile sürgü ve birinci kademe arasında özel akış yolları yer alır ve sürgü konumu ve dolayısıyla da valf açıklığı yük basıncı ile birinci kademenin sağladığı basınç kuvvetleri arasında dengelenir. Yük basıncı geri beslemesini basınç algılayıcıları yardımıyla elektriksel olarak da sağlamak mümkündür. Böylece elektriksel sistemlerin sağladığı avantajlardan da yararlanılmış olunur. Yük akışının veya diğer bir değiş ile yük hızının denetlenmesi gereken uygulamalarda ise akış geribeslemeli servovalfler kullanılmaktadır. Mekaniksel akış geribeslemeli valflerde kullanıcıya (silindir veya motor) gönderilen akışkan debisi mekaniksel algılayıcılar yardımı ile kuvvete dönüştürülür ve bu kuvvet tork motorunda giriş akımının meydana getirdiği kuvvet ile dengelenmeye çalışılır. Giriş akımının öngördüğü bir değerde gerçekleşen dengelenme sonucunda kullanıcılara gönderilen akışkan miktarı sabit bir değerde denetlenmiş olur. Tork motorlu iki kademeli servovalflerin diğer bir biçimi de Şekil 1'de görülen jet-boru elemanlı valflerdir. Bu valflere; akışkan basıncının jet momentumuna dönüştürüldüğü jet-boru ilkesinden yararlanılır. Bu düzenlemede akış jeti, momentumun basınç veya akış şeklinde geri kazanıldığı iki delik (alıcı) arasında yönlendirilir ve bu işlem genellikle tork motoru tarafından yerine getirilir. Elektriksel giriş işareti, daha önceki düzenlemede (plaka-lüle) olduğu gibi önce mekaniksel harekete, daha sonrada jet-boruda akışkan momentumuna ve o oranda akışkan basıncına dönüştürülmektedir ki valfin bu aşamadan sonraki çalışması plaka-lüle valfin aynısıdır. Bu düzenlemede de, plaka-lüle düzenlemesinde olduğu gibi genellikle jet-boru elemanı ile sürgü arasında yaprak yay şeklinde geribesleme elemanı kullanılır. Bu elemanın işlevi ise mekaniksel geribeslemeli plaka-lüle valfteki ile aynıdır. Bu tür valflerin en önemli özelliği plaka-lüle valflere göre daha gevşek tolerans gerektirdiğinden kirleticilere karşı daha az hassas olmalarıdır Karakteristikleri Servovalflerin en önemli özelliği olan elektriksel giriş işareti ile akışkan debisi çıkış işareti arasındaki bağıntı tamamen doğrusaldır. Valf sürgüsünün akışkan geçiş deliklerini tam kapama (sıfır biniş), artı kapama (aşırı biniş) ve eksi kapama (eksi biniş) durumuna göre karakteristik eğri sıfır noktasından, yatak eksene teğet veya düşey eksen teğet biçimde başlayarak doğru bir çizgi şeklinde devam eder. Eğri üzerinde giriş ve çıkış işaretleri % cinsinden tanımlanır. Valfin kapasitesi nominal debisine göre belirlenir. Servovalflerde nominal debi ise 70 bar basınç düşümüne karşılık gelen debidir. 70 barlık basınç düşümü; basınç hattından valf girişi ile kullanıcı (silindir veya motor) arasında 35 bar artı kullanıcıdan valfe giriş ile valften tanka çıkış arasında 35 bar olarak hesaplanır. Pilot kademeli servo yön denetim valflerinde nominal debi 2 lt/dak ile 100 lt/dak arasında değişir. Daha yüksek debiler için çok kademeli servovalfler kullanılır. Valfin dinamik karakteristikleri girişine uygulanan basamak veya sinüzoidal giriş sinyali testleri ile belirlenir. Şekil 2'de verilen eğrilerinden görüldüğü gibi yük basıncı ve akışkan miktarı arttıkça artan akışkan kuvvetlerine bağlı olarak cevap hızı düşmektedir. Özellikle Şekil 2b'de görülen frekans cevabı eğrileri valfın dinamik karakteristiklerini tam olarak açıklamaktadır. Burada yatay eksende frekans değerleri, düşey eksende db cinsinden çıkış/giriş genlik oranı ve faz açısı değerleri yer almaktadır.bu eğriler ise teorik olarak açık-döngü transfer fonksiyonu,

264 270 a) b) Şekil 2. Servovalflerin dinamik karakteristikleri G(s) = s ω 2 2 n 1 2ζ + s + 1 ω olan bir sistemin frekans cevabını tanımlar. Bu eğri üzerinde kritik frekans 3 db genlik oranı düşümüne karşılık gelen frekans olup bu duruma karşılık gelen faz gecikmesi 90 dir. Bu durum ise en uygun sönüm oranı, ζ=0.7 değerine karşılık gelmektedir. Sistemin dinamik davranış açısından en uygun olduğu bölge 3 db karşılık gelen frekansa kadar olan bölgedir. Bu frekans genellik kırılma frekansı veya sistem frekans aralığını gösterir. Bu frekanstaki faz açısı değeri ise yaklaşık 90 ye yakındır. Geribeslemeli denetim sistemlerinin kararlılığı açısından genlik oranındaki düşüş kadar bu faz gecikmesinin önemi de büyüktür. Faz gecikmesi ne kadar artarsa sistemin kararlılık açısından denetimi o kadar zorlaşır. n 3. SOLENOİD VALFLER VE KARAKTERİSTİKLERİ Endüstriyel alanda servovalflere alternatif olarak solenoid valfler ortaya çıkmıştır. Elektrohidrolik denetim sistemlerinde kullanım olanağına sahip olmayan AC solenoidleri bir tarafa bırakırsak, DC solenoid valfler, genelde - Aç/kapa tipi - Basit aç-kapa - Hızlı anahtarlama valfleri - Oransal valfler - kuvvet denetimli - hareket denetimli - Servo solenoid veya hızlı oransal solenoid biçiminde sınıflandırılabilir. Basit aç-kapa solenoid valflerin yapısı kaba ve dinamik başarımları çok düşüktür. Bunlar hassas denetim gerektiren kapalı döngü denetim sistemlerinde kullanılamaz. Endüstriyel alanda kullanılanların çoğunluğu sürgülü valf yapısındadır. Hızlı anahtarlama valfleri ise genelde solenoidle çalışan aç-kapa karakteristiklerine sahip olmakla beraber 1ms gibi çok yüksek cevap hızlarına sahiptirler. Bu valfler ayrıca ileride ele alınacaktır.

265 Oransal Valfler 1970'lerin sonlarına doğru geliştirilen oransal valfler aç/kapa solenoid valfler ve elektrohidrolik servovalfler arasında geniş bir alana yayılır. Bu valflerin çıkış debisi ile giriş akım değişimi, servovalflerde olduğu gibi tam doğrusal olmadığından oransal adını alırlar. Doğrusal olmayan cevap yapılarına rağmen, maliyetleri servovalflere göre oldukça düşük olduğundan büyük akışkan debilerinde yüksek hız gerektiren konum, hız ve kuvvet denetim uygulamalarında tercih edilmektedirler. Oransal valfler daha çok dünyaca ünlü hidrolik firmalarının araştırma ve geliştirme çalışmaları sonucunda ortaya çıkmışlardır. Gerçekte oransal valfler 4-yol aç/kapa solenoid valflerin evrimleşmesi sonucu ortaya çıkmış olup geleneksel solenoidin yerini doğrusal solenoid almıştır. Doğrusal solenoidte sargıya uygulanan elektrik akımına karşılık oluşan kuvvet merkezleme yayının kuvveti ile dengelenerek valf sürgüsü akım girişine orantılı biçimde konumlandırılmaya çalışılır. Konumlandırma tamlığını iyileştirmek için merkezleme yayları çıkarılarak sürgünün ucuna bir konum algılayıcısı (LVDT) ilave edilir. Bu durumda akım geribeslemeli elektronik kuvvetlendirici ile sürülen solenoidte oluşan kuvvet veya hareket, sargı direncindeki değişime rağmen sabit bir değerde tutulabilir. Konum algılayıcılı valfın hassas oransal denetimde kullanılan elektronik devre, konum algılayıcısı yoluyla algılanan sürgünün gerçek konumunu arzu edilen bir konum giriş işareti ile karşılaştırır ve bir kapalı döngü geribeslemeli denetim yolu ile bu iki değer arasındaki farkı hatta işareti olarak belirler ve sonuçta bu hatayı ortadan kaldıracak biçimde işlem yapar. Bu tür oransal valfler çok yüksek dinamik başarım gerektirmeyen enjeksiyon makineleri gibi endüstriyel alanlarda uygulama olanağına sahiptirler. Şekil 3. Oransal solenoid yapısı Kuvvet denetimli solenoidlerde hareketli eleman (armature) yaklaşık 1.5 mm gibi çok küçük bir hareket mesafesine sahiptir. Bu tür solenoidlerde belli bir harekete karşılık gelen kuvvet sargıya uygulanan akımı değiştirmek suretiyle denetlenir. Kısa hareket mesafeli oluşlarından yoğun bir yapıya sahiptirler ve bu özelliklerinden dolayı daha çok iki kademeli yön denetim ve basınç denetim valflerinde pilot valf olarak kullanılır.

266 272 Hareket denetimli solenoidlerde hareketli elemanın konumu bir kapalı döngü denetim devresi ile denetlenir. Bunun sonucunda solenoidin bulunduğu valfın sürgüsü herhangi istenen bir konumda denetlenmiş olur. Bunların hareket mesafesi daha uzun olup valfın büyüklüğüne göre 3-5 mm arasında değişir. Bu tür solenoidler genelde konum algılayıcısı ile birlikte tek kademeli 4-yol yön valflerinde kullanılır. Konum algılayıcılı valfin hassas oransal denetimde kullanılan elektronik devre, konum algılayıcısı yoluyla algılanan sürgünün gerçek konumunu arzu edilen bir konum giriş işareti ile karşılaştırır ve bir kapalı döngü geribeslemeli denetim yolu ile bu iki değer arasındaki farkı hata işareti olarak belirler ve sonuçta bu hatayı ortadan kaldıracak biçimde işlem yapar Karakteristikleri Oransal valflere ait, farklı basınç farkı değerleri için verilen tipik akış karakteristik eğrileri Şekil 4'te olduğu gibidir. Görüldüğü gibi valfın elektriksel giriş işaretine karşılık gelen debi çıkış değerleri arasında tam bir doğrusallık yoktur. Aslında oransal valfler solenoidi doğrusal çalışan akışkan denetim valfleridir. Gerçek anlamda valf elektriksel giriş işareti ile akışkan çıkış işareti arasında, servovalflerde olduğu gibi tam bir doğrusallık sağlanamaz. En karakteristik doğrusalsızlık ise ilk harekete başlamada, valfın belli bir elektriksel giriş işareti değişimine (yaklaşık %30) karşılık hiçbir akışkan çıkış işareti üretememesidir. Bunun temel nedeni solenoidin karakteristik yapısından kaynaklanmaktadır. Solenoid türü elektromekanik aygıtlarda, uygulanan bir elektrik işaretine karşılık sargıdaki akım hemen hareketi oluşturacak yeterlilikte bir çekim kuvveti sağlayamaz. Dolayısıyla da akım belli bir değere ulaşmadan valf açılmaya başlamaz. Bu dinamik davranış açısından bir ölü zaman gecikmesine karşılık gelmekte olup solenoid türü elektromekanik aygıtlarda doğrusalsızlığın en önemli kaynağıdır. Bu durum oransal solenoidlerde en aza indirilmiş olup valfin belli bir çalışma bölgesi içersinde doğrusal bir bağıntı sağlanmıştır. Buna karşılık aç-kapa biçiminde çalışan solenoid valflerde valfin giriş işareti ile akışkan çıkış işareti arasında herhangi bir doğrusal bağıntı yoktur. Bunlarda, valf belli bir akım değerinde tamamen açıktır ve belli bir akım değerinin altında da tamamen kapalı duruma geçer ve dolayısıyla giriş işareti ile çıkış işareti arasında hiçbir doğrusal bağıntı yoktur. Şekil 4. Oransal valfin karakteristik eğrileri Şekil 5. Oransal valflerin dinamik karakteristikleri Buna karşılık oransal valfler servovalflere göre çok daha az basınç düşümüne sahiptirler. Şekil 4'ten görüldüğü gibi aynı nominal debiyi farklı basınç düşümlerinde sağlayabilmektedir. Burada söz konusu olun basınç düşümü ise valfın giriş ağzı ile çıkış ağzı arasındaki basınç farkıdır. Oransal valflerde değişik akış karakteristikleri oluşturmak için valf sürgüsü üzerinde bazı yapısal değişiklikler yapılmıştır. Bu değişiklikler, Şekil 3'te görüldüğü gibi daha çok sürgü pistoncukları üzerinde V-biçimi veya U-biçimi çentikler açmak suretiyle yapılır.

267 Dinamik Karakteristikleri Şekil 5'te verilen basamak cevabı eğrilerinden görüldüğü gibi oransal valflerin cevap hızları servovalflere göre oldukça düşüktür. Ayrıca harekete başlama anında solenoid hareketli elemanın belli zaman harekesiz kaldığı gözlenmektedir. Ölü zaman gecikmesi olarak bilinen bu değer, hareket miktarı yüzdesine bağlı olarak toplam zaman gecikmesinin %10 ile %30 arasında değir. Ölü zaman gecikmesi ne kadar düşük olursa solenoidin doğrusallığı o kadar iyi demektir. Buna karşılık ölü zaman gecikmesi aç/kapa solenoid valflerda % 75'lere kadar çıkabilmektedir. Oransal valflerin toplam zaman gecikmesi (ölü zaman gecikmesi artı cevap eğrisinin değerine ulaşması için geçen zaman), valfin büyüklüğüne bağlı olarak yaklaşık 40 ms ile 250 ms arasında değişmektedir. Adsal debiye bağlı olarak tanımlanan valf kapasitesi arttıkça akışkan kuvvetleri artışına bağlı olarak zaman gecikmesinin de o oranda artacağı aşikârdır Servo Solenoid veya Yüksek Hızlı Solenoid Valfler Bu valfler oransal valflerin ileri seviyede gelişimin sonucunda ortaya çıkmış olup 1980'lerden bu yana kullanılmaktadırlar. Bu valflerde, yüksek hızlı elektriksel geribeslemeli doğrusal solenoid elemanı yanında, servovalf kalitesinde sürgü ve sürgü kılıfı kullanılır. Daha çok yön denetim valfi biçimde olup valf sürgüsü, servovalflerde olduğu gibi genellikle sıfır binişlidir. Cevap hızları, valf büyüklüğüne bağlı olarak % 5 lik giriş sinyali genliğinde 150 Hz'e kadar çıkabilmektedir. % 100'lük giriş işareti genliğinde bu değer yaklaşık Hz civarındadır. Servovalflerden % 50 daha ucuz olan bu valfler, dinamik başarım açısından oransal valflerin yetersiz kaldığı endüstriyel alanlarda kullanılabilmektedir Karakteristikleri Valfin akış kapasitesini belirleyen adsal debi, servovalflerde olduğu gibi 70 bar basınç düşümündeki debi olarak tanımlanır. Akışkan kapasiteleri 3 lt/dk ile 200 lt/dak arasında değişmektedir. Karakteristik akış eğrileri doğrusal olup bu durum sürgü kılıfına özel geometrik geçiş deliği açılarak sağlanmaktadır. Akışkan geçiş deliği dikdörtgen biçiminde olan valflerde akış eğrisi tamamen doğrusaldır. Bu yapısı ile servovalflere çok benzemektedirler. Gerçekte servovalflerde imalatı zorlaştıran ve dolayısıyla maliyeti artıran elemanlardan birisi sıfır binişli ve belli bir kılıf içinde çalışan valf sürgüsüdür. Buna karşılık bu valflerde, servovalflerde olduğu gibi çok küçük deliklere ve hareket mesafesine sahip plaka-lüle düzenlemesi yoktur. Bu nedenle de bu valflerin kirleticilerden korunması için 10µm altında filtreleme yeterli olmaktadır. Dinamik başarımları servovalfler seviyesine erişmiş olmamakla beraber onlara oldukça yakındır. Dinamik karakteristik eğrileri, Şekil 2'de servovalf için verilen eğriler ile benzerdir. Cevap hızları %5'lik giriş genliğinde 200 Hz civarında olup %100'lük giriş genliğinde ise 50 Hz civarındadır Kullanım Alanları Servo solenoid valfler ile en yüksek gelişim aşamasına erişmiş bulunan oransal valfler endüstriyel alanda servovalflerin kullanıldığı hemen hemen her alanda kullanılabilir hale gelmiştir. Çok yüksek akışkan debilerinde çok yüksek cevap hızı ve denetim hassasiyeti gerektirmeyen uygulamalarda oransal valfler yeterli olmaktadır. Buna karşılık daha yüksek dinamik başarım ve cevap hızı gerektiren; CNC takım tezgahları, çelik endüstrisi, rüzgar türbinleri, kağıt endüstrisi, seramik endüstrisi, kereste ve mobilya endüstrisi, gemiler, kaldırma platformu, kar temizleme araçları, hidrolik direksiyon gibi pek çok elektrohidrolik devrelerin yer aldığı uygulamalarda servo solenoid valfler yaygın olarak kullanılmaktadır.

268 HIZLI ANAHTARLAMA VALFLERI VE DİĞER ALTERNATİF VALFLER Anahtarlama valfleri genellikle oturma elemanı tipinde aç/kapa türü valflerdir. Hidrolik sistemlerde anahtarlama valfı üzerinde yapılan ilk çalışmalar [33] bilye elemanlı valf üzerinde gerçekleştirilmiştir. Daha sonraki çalışmalarda [37] bu valf sayısal denetimli uçuş sistemlerinde uygulanmış ve elektriksel kumandasında tork motoru kullanılmıştır. 1.5 ms gibi çok yüksek cevap hızlarına sahip bu valflerin imalatına geçilmiş olup oransal kumandalarında darbe genişlik modülasyon (PWM) tekniklerinden yararlanılmıştır. Şekil 6'da digivalve adı altında ticari amaçla piyasaya sürülen, çift kademeli tork motoru ile çalışan 3/2 bir bilyeli valf örneği görülmektedir. Toplam anahtarlama hızları ms arasında olan bu valflerle 200 bar basınç altında en çok 20 lt/dak debi sağlanmıştır. Özel bir solenoid devresinden yararlanılarak serbest yüzer diskli hızlı bir anahtarlama valfı üzerinde yapılan çalışmada [41] tek kademede 3-5ms cevap hızlarına ve 4.5l/dak (100bar,disk valf) akışkan debilerine erişilebileceği gösterilmiştir. Aç/kapa türü olan bu valfın oransal çalışmasını gerçeklemek amacı ile darbe genişlik modülasyon (PWM) ve mikroişlemci sinyal işleme tekniklerinden yararlanılmıştır [42]. Daha sonra yapılan bir çalışmada [45] özel bir solenoid devresi, disk, yay ve lüle elemanından oluşan valf, (Şekil 7) 50 bar sistem basıncında 3 ms cevap hızındadır ve 15 l/dak'lık bir debiye sahiptir. Darbe genişlik modülasyon tekniği ile giriş işaretine orantılı bir çıkış işareti veren bir oransal valf gibi çalıştırılabilinmektedir. Bu özelliğinden yararlanılarak denetim sistemlerinde kullanılması uygun hale gelmiştir. Bir başka çalışmada [52] bir hidrolik silindirin sürülmesinde her biri 2/2 lik solenoidli 4 adet valf ile 4 yolu yön denetim valfı oluşturulmuştur. Aç-kapa türü olan bu solenoid valflerin çok özel sinyal işleme teknikleri ve mikroişlemci yardımı ile oransal olarak çalıştırılması gerçeklenmiştir. Burada fark darbe genişlik modülasyon tekniklerinden yararlanılmıştır. Hızlı aç/kapa solenoidli valfler üzerinde özellikle fark darbe genişlik modülasyon tekniğine dayanan çalışmalar sürdürülmektedir Şekil 6. Digivalve Şekil 7. Disk valf modeli Alternatif valf örneği olarak özellikle ABD piyasasında yer alan ve servovalf olarak sunulan, Şekil 8'deki valfi ele alabiliriz. Doğrudan sürülen servovalf (DDV) adı ile anılan valf bir fırçasız DA elektrik motoru ile bir sürgülü valftan meydana gelmiştir. Sınırlı dönmeye sahip DA motoru valf sürgüsünü doğrudan hareket ettirerek akışkan akımı sağlar. Motorun açısal hareketini öteleme hareketine dönüştürmek için motor miline bir eksantrik ilave edilmiştir. Bu valf sistemi aynı zamanda motor kılıfı içersine yerleştirilmiş, gelişkin denetim algoritması da içeren bir elektronik denetleyici devresi ile birlikte gelmektedir. Denetleyici elektronik olarak algılanan sürgü konumunu arzu edilen konum ile karşılaştırarak sürgünün konumunu arzu edilen değerde tutmaya çalışır. Valf tek kademeli olup sistem basıncından bağımsız çalışmaktadır. Sonuçta kirleticilere ve aşınmaya maruz kalabilecek ve bakım gerektirecek orifis, lüle ve jet-boru ve filtrelere ihtiyaç göstermez. Valfin akışkan kapasitesi 200 lt/dak' olup valf büyüklüğüne bağlı olarak cevap hızı da 200 Hz'e kadar çıkabilmektedir.

269 275 Robot uygulamalarında, servovalflere alternatif olarak sunulan diğer bir valf türü de tek kademeli, 4 yollu, en küçüğü 28 gr ağırlığında, 45 mm boyunda, 12.5 mm çapında minyatür bir valftir. Şekil 9'da verildiği gibi valfin mıknatıssal devresi bir kalıcı bir de elektromıknatıstan ibaret olup basınçlı akışkanı kullanıcıya yönlendirmek için esneyebilir hareketli bir jet-boru benzeri eleman kullanılmaktadır. Çok küçük boyutlara sahip ve hiç bir sürtünme yüzeyi içermeyen valfın dinamik başarımı aşikâr olarak çok yüksektir. En küçük boyutlusu üzerinde yapılan deneysel çalışmalarda [47] frekans cevabı 700 Hz mertebelerinde bulunmuştur. Çalışma basıncı 35 bar ile 200 bar arasında değişen bu valfler tek kademede lt/dak. debi sağlayabilmektedirler. Elektriksel güç tüketimleri 7-8 W olup uyarı akımları 0.7 A civarındadır. Çok sıkı toleranslar gerektirmediğinden yağdaki kirleticilere karşı daha az hassas olduğu görülmektedir. Şekil 8. DDV servovalf En önemli uygulama alanı olarak da robotlar ve özellikle de robot elleri gösterilmektedir. Gerçekte ABD firması Sarcos robotları için geliştirilmiştir. Tek kademede herhangi bir geribesleme mekanizması içermeyen bu valflerin normal hidrolik silindirlerde doğrudan kullanımı pek uygun olmadığından bu valflerle geribeslemeli olarak çalışacak özel hidrolik ve pnömatik silindirler geliştirilmiştir. Minyatür valflerin herhangi bir boru bağlantısı gerektirmeden üzerine doğrudan yerleştirilebildiği bu silindirlerde aşikâr olarak çok küçük boyutlardadır. Tipik olarak; boyları mm., çapları 15-25mm., strokları 25-75mm, ve sağladıkları kuvvet N arasında değişmektedir. Valf ile silindir arasına yerleştirilen özel bir kuvvet algılayıcısı yardımıyla tüm sistemin geribeslemeli oransal denetimi sağlanmaktadır. Şekil 9. Mini-servovalf

270 ELEKTROHİDROLİK VALFLERIN ELEKTRONİK DENETİMİ Elektrohidrolik valflerin kapalı döngü denetim sistemi içinde zayıf bir elektrik sinyali ile sürülmesi ve denetlenmesi için elektronik devrelere ihtiyaç vardır. Bu devreler ise; analog ve dijital olmak üzere iki şekilde karşımıza çıkar. Analog devrenin en önemli kısmını ise sürücü devre teşkil eder. Ayrıca analog devre, kullanılacak valfın türü ve kullanım alanına göre bir toplama veya hata seçici, basamak, ramp, PWM, çift kademe gibi çeşitli sinyal üretim ve işleme, PID denetleyicisi gibi devrelerinin bir veya bir kaçını içerebilir. Konum (LVDT) geribeslemeli valflerde ayrıca osilatör ve demodülatör gibi sinyal işleme devreleri de yer alır. Akım sürme devresi girişine uygulanan zayıf akımlı (1-5mA) gerilim sinyaline karşılık valf sargısı üzerinden giriş sinyaline orantılı kuvvetlendirilmiş bir akım sinyali (servovalflerde ma, solenoidlerde ma mertebelerinde) sürer. Akım sürme devresinde yer alan akım geribeslemesi yoluyla giriş gerilimi ile çıkış akımı arasında doğrusal bir bağıntı sağlanır. Akım geribeslemesi ayrıca özellikle sıcaklığa bağlı olarak sargı direncinde meydana gelen değişimlere rağmen akımın sabit bir değerde denetlenmesini de sağlar. Basit bir akım sürme devresi bir işlemsel kuvvetlendirici ile bir veya daha fazla tranzistörden meydana gelir. Bazı uygulamalarda toplama kuvvetlendiricisi ve akım sürücü devre valf üzerinde, valf ile birlikte gelir. Dijital devreler daha çok analog akım sürücü devreye ilaveten valfin kapalı döngü denetim sistemi içinde kullanımında gereklidir. Özellikle CNC takım tezgahları ve benzeri uygulamalarda hassas konum denetimi gerektiren yerlerde özel hazırlanmış ve standartize edilmiş hazır dijital kartlar kullanılır. Bu kartlar ile PID denetleyicisi dahil olmak üzere karmaşık denetim algoritması işlemleri yerine getirilebilir. Dijital devreler enkoder gibi dijital konum geribesleme elemanı, PLC ve PC bilgisayarlar ile iletişim kurabilir. 6. KARŞILAŞTIRMA Piyasada yaygın olarak kullanılan solenoid valfler ile servovalfler maliyet açısından karşılaştırıldığında genellikle basit aç/kapa türü solenoid valfler baz alınmaktadır. Buna göre konum geribeslemesiz oransal vafler basit solenoidlerin en az 2 katı, geribeslemeli oransal valfler 2.5 katı, servo solenoid valfler 3.5 katı ve servovalfler ise en 6 katı maliyetindedir. İmalat kolaylığı açısında ise en gevşek toleranstan en sıkı toleransa doğru gidecek olursak maliyet acısından verilen sıralamayı izlemek gerekir. Buna karşılık dinamik başarım açısından en iyisi servovalfler olmak üzere bu sırayı tersten izlemek gerekir. Yağdaki kirleticilere karşı filtreleme kalitesi basit solenoid valfler için 20 µm yeterli görülürken servovalflerde bu değerin 3 µm ve altında olması istenir. Gerek normal oransal valfler ve hızlı oransal valflerde ise 10 µm ve altında filtreleme yeterlidir. Dinamik davranış açısından en hızlısı servovalfler olup % 100 giriş işaretinde erişebildiği en yüksek frekans 250 Hz, bunu izleyen servo solenoid valflerin en yüksek cevap frekansı 200 Hz civarında ve geribeslemeli oransal valflerde 70 Hz ve geribeslemesiz oransal valflerde da 50 Hz dir. Histerisiz servo solenoid valfler ve servovalflerde %0.5'in altında olup servo solenoid valflerde tipik olarak %0.2'nin altında, servovalflerde ise %0.1'in altındadır. Buna karşılık geribeslemesiz oransal valflerde histerizis %5 ve geribeslemeli oransal vaflarda da %1'in altındadır. Genelde kapalı döngü konum denetiminde yaklaşık %1 civarında konumlandırma tamlığı istenen yerlerde oransal valfler uygun görülmektedir. Buna karşılık %0.5 altında konumlandırma tamlığı gerektiren yerlerde servo solenoidler veya servovalfler uygun görülmektedir. Hızlı anahtarlama valfleri daha çok gelişim aşamasında olmakla beraber bilyeli bir valf türü Digivalve adı altında ticari anlamda 1985'lerden sonra Hollanda'da piyasaya sürülmüş olmakla beraber şu anki durumu hakkında bir bilgiye erişilememiştir. Maliyeti oldukça düşük olup geribeslemesiz oransal valfler civarındadır. Valfi oluşturan, oturma tipi bilye elemanını anahtarlamak için tork motoru türü basit bir

271 277 elektromekanik aygıt kullanılmakta olup kirleticilere karşı hassasiyeti çok düşüktür. Sadece 10 µm'lik bir filtreleme işlemi yeterli görülmektedir. Bu valflerin imalatı basit olup çok sıkı imalat toleransı gerektirmemektedir. Bu da sonuçta maliyetin oldukça düşük kalmasını sağlamaktadır. Darbe genişlik modülâsyon tekniği ile sürülen bu valflerin anahtarlama hızı 1 ms'nin altında kalmakla beraber % 80'lik bir oransallık sınırı içinde çalışma frekansı 100 Hz civarındadır. Servovalflere alternatif olduğunu iddia eden DDV servovalfı maliyet açısından daha ucuz ve dinamik başarım açısından servovalflere yaklaşmış gibi görünmekle beraber, histerisiz ve doğrusallık açısından zayıf görünmektedir. Gerçekte valfin elektriksel giriş işareti ile akışkan çıkış debisi arasındaki karakteristik eğrileri verilmemiştir. Yalnız doğrusallığın %7,5 civarında olduğu belirtilmektedir ki bu da hassas bir konum denetimi için yeterli görülmemektedir. Histerisiz ise %2 civarında olup bu değer konum geribeslemeli oransal valflerin değerinden daha kötüdür. Mini-servovalf olarak tanımlanan valf ise robot ve hatta robot eli gibi çok özel uygulamalarda kullanılmak üzere geliştirilmiş ve halihazır piyasa durumu hakkında pek bir bilgi yoktur. Dolayısıyla gerçek anlamda diğer valflerle bir karşılaştırılması yapılamamıştır. SONUÇ Geribeslemeli denetim döngüsü içinde kullanılan elektrohidrolik valfler bir elektriksel giriş işareti sonucu sağladıkları hidrolik akışkan çıkışı ile bir eyleyicinin (hidrolik motor veya silindir) konum, hız veya ivmesini hassas bir şekilde denetler. Bu anlamda en hassas denetim sağlayan elektrohidrolik valf türü servovalftir. Servovalflerde kullanılan en önemli elemanı tork motorunun gelişmesi 1940'lı yıllarda tamamlanmıştır. Diğer önemli elemanı valf sürgüsü ve sürgünün içinde çalıştığı kılıfın imalatı, imalat endüstrisindeki hassas imalat olanaklarına bağlı olarak gerekli en sıkı toleranslarda yapılabilmektedir. Elektrohidrolik denetim sistemleri içinde, servovalflere yüksek dinamik başarımlı doğrusal denetim sağlamanın limiti olarak bakılabilir. Bazı dezavantajlarına rağmen halihazırda servovalflerin sağladığı yüksek dinamik başarımlı, güvenirlilik ve hassasiyette bir geribeslemeli denetim sağlayacak valf türü yoktur. Bununla beraber bir yandan aşırı yüksek maliyet ve kirleticilere karşı aşırı hassasiyet, diğer yandan dinamik başarımları servovalflere yaklaşan hızlı oransal valfler veya servo solenoidlerinin ortaya çıkması servovalflerin endüstriyel alanda kullanımlarını kısıtlamıştır. Ayrıca elektronik devrelerin yardım ile de hızlı oransal valflerin başarımlarımı servovalflere çok yaklaştırmıştır. Gerek hızlı anahtarlama valfleri ve gerekse alternatif valfler zamanla belli özel uygulama alanlarında yer alacak gibi görünmektedir. Yalnız bunun için bu valfler üzerinde daha fazla çalışma yapmak gerekecektir. Sonuç olarak endüstriyel alanda, daha basit yapıda, kullanımı kolay, kirleticilere karşı fazla hassas olmayan ve dinamik başarımı yüksek, düşük maliyetli valfler her zaman kabul görecektir. KAYNAKLAR [1] DUNN, J. F., A study of permanent-magnet torque motor, D.A.C.L Research Memorandum No. R.M Dynamic Analysis and Control Laboratory, M.I.T, [2] FENG, T.Y., Static and Dynamic Control Characteristics of Flapper-Nozzle Valves, Journal of Basic Engineering, Trans. of ASME, pp , Sept [3] LİCHTROWİCZ, A., Flow and Force Characteristics of Flapper Valves, 3 rd International Fluid Power Symposium, pp. B1-1-B1-11, 9-11 May, [4] IKEBE, Y. and NAKADA, T., On a piezoelectric flapper type servovalve operated by pulse-widthmodulated signal, IEEE JACC, pp , 1973.

272 278 [5] LEQUOC, S., CHENG, R.M.H. and LAYE, A., Investigation of an Electrohydraulic Servovalve With Tunable Return Pressure and Drain Orifice, Trans. Of ASME, Journal of Dynamics, Measurement, and Control, vol. 109, pp , Sept [6] ARAFA, H.A. and RİZK, M., Spool hydraulic stiffness and flow force effects in electrohydraulic servo-valves, Proc. Instn. Mech. Engrs Vol. 201, No C3, pp , [7] LIN, S.J. and AKERS A., A Nonlinear Model of a Flapper-Nozzle Valve, Proc. Of American Control Conference, Vol. 2, pp , [8] LIN, S.J. and AKERS, A., Dynamic analysis of a flapper- nozzle valve, ASME Journal of Dynamic Systems, Measurement, and Control, Vol. 113, pp , [9] TSAI, S.T., AKERS, A. and LIN, S.J., Modeling and dynamic evaluation of a two-stage two-spool servovalve used for pressure control, ASME Journal of Dynamic Systems, Measurement, and Control, Vol. 113, pp , [10] BURROWS, C.R., MU, C. and DARLİNG, J., A dynamic analysis of a nozzle-flapper valve with integral squeeze film damper, Transaction of ASME, Vol. 113, pp , [11] PLUMMER, A.R. and VAUGHAN, N.D., Robust Adaptive Control for Hydraulic Servosystems, ASME Journal of Dynamic Systems, Measurement and Control, pp , June [12] TUNAY, I and KAYNAK, O., Provident Control of an Electrohydraulic Servo with Experimental Results, Mechatronics Vol. 6, No. 3, pp , [13] TSUCHIYA, T., YAMAKADO, M., ISHII, M. and SUGANO, M., Fundamental Study on Vibration Control Using the Derivative of Acceleration Jerk Sensor, JSME International Journal, Series C, Vol. 41, No.4, pp , [14] ZIAEI, K. and SEPEHRI, N., Modeling and identification of electrohydraulic servos, Mechatronics Vol. 10, pp , [15] LIU, G. P. and DALEY, S., Optimal-tuning nonlinear PID control of hydraulic systems, Control Engineering Practice 8, pp , [16] NIKSEFAT, N. and SEPEHRI, N., Design and experimental evaluation of a robust force controller for an electro-hydraulic actuator via quantitative feedback theory, Control Engineering Practice 8, pp , [17] TAFT, C. K.. The stability of pilot-operated proportional Hydraulic Valves, Fluid Power systems and control conference, Unv. Of Wisconsin, May 21-23, [18] RATİACZAK, H., Proportionalmagnete für Hyrdoventile, Fluid Vol. 6, pp.30-31, [19] HEISER, V.J., Proportionalventile mit lagegeregeltem magnetsteilglied, Bosch Tech. Brichte 6, pp.34-43, [20] QURESHI, A.S., Proportional solenoids: Design analysis and application to mobile hydraulic valves, Proceedings of the 33 rd National Conference on Fluid Power, Chicago, Vol.31 pp , [21] HARMS L.C., Electro-hydraulic proportional flow control valves, Proceedings of the 33 rd National Conference on Fluid Power, Chicago, Vol. 31, pp , [22] LU, Y.H., Statisches und dynamisches verhalten von proportionalmagneten, o+p ölhydraulik und pneumatik, Nr.5, pp , [23] LEE, C.O. and SONG, C.S., Untersuchungen an einem proportionalmagneten, o+p ölhydraulik und pneumatik, Nr.6, pp , [24] LAI, J. Y. and CHEN, Y.R., Adaptive Flow Rate Control of an Hydraulic Proportional Valve, JSME International Journal, Series III, Vol. 35, No. 4, pp , [25] HEYEN,G., Position control with low cost proportional valves, EURO+PEAN Journal For Fluid Power, pp 20-25, Feb [26] VAUGHAN, N. D. and GAMBLE, J.B., The Modeling and Simulation of a proportional solenoid valve, Trans. ASME, Journal of Dynamic Systems, Measurement, and Control, Vol. 118, pp , March [27] VAUGHAN, N. D. and GAMBLE, J.B., Comparison of Sliding Mode Control With State-feedback and PID control Applied to a Proportional Solenoid Valve, Trans. ASME, Journal of Dynamic Systems, Measurement, and Control, Vol. 118, pp , Sept [28] GÖTZ, W., HAACK, S. and MERTLİK, R., Electrohydraulic Proportional and control systems, Bosch Automation, [29] LANG, R. A., Proportional and servo valve Technology, Rexroth Hydraulics, 1989.

273 279 [30] MURTAUGH, S. A., An Introduction to the time modulated acceleration switching electrohydraulic servomechanism, ASME, Journal of Basic Engineering, pp , [31] TSAİ, S. C. and UKRAİNETZ, P.R., Response characteristics of a pulse-width-modulated Electrohydraulic servo, Trans. ASME, Journal of Basic Engineering, pp , [32] GOLDSTEİN, S.R. and RİCHARDSON, H.H., A differential pulse-length modulated pneumatic servo utilizing floating flapper disk switching disc valves, Trans. ASME, Journal of Basic Engineering, Series C-D, pp , [33] POST K.H., Study of electro-hydraulic control valves with fluidic ball elements, Institut für Flugfürhrung, Braunschweig, Report DLR-FB 73-75, [34] EL-IBIARY, Y., UKRAINETZ, P.R. and NIKIFORUK, P.N., Design and Performance of some new digital electrohydraulic valves, Proc. Of 33 rd Conference an fluid power, Vol. 31, pp , Oct [35] EL-IBIARY, Y., UKRAINETZ, P.R. and NIKIFORUK, P.N., Design and assessment of a new solenoid-operated ball valve for digital applications, Proc. Of 34 th Conference an fluid power, Vol. 32, pp , 7-9 Nov [36] EL-IBIARY, Y., DODDS, D.E. and NIKIFORUK, P.N., Load position control with on-off hydraulic valves, Hydraulics & Pneumatics, pp , [37] MANSFELD G., Fast switching ball valves as digital control elements for an electro-hydraulic servo actuator, 6 th International Fluid Power Symposium, Cambridge, BHRA paper G1, [38] DRİJSEN, R.H.H., Digivalve is a super fast switching ball valve, Het Offshore blad 1/86, Feb [39] MUTO, T., YAMADA, H. and SUEMATSU, Y., Digital Control of Hydraulic Actuator system operated by differential pulse-width- modulation, JSME International Journal, Series III, Vol.33,No.4, pp , [40] SUEMATSU, Y., YAMADA, H., TSUKAMOTO, T. and MUTO, T., Digital Control of Electrohydraulic servo system operated by differential pulse-width- modulation, JSME International Journal, Series III, Vol.33,No.4, pp ,1990. [41] YÜKSEL İ., An investigation of electro-hydraulic floating disc switching valves, PhD Thesis, University of Surrey, [42] USMAN A., Development of an electro-hydraulic floating double-disc valve, PhD Thesis, University of Surrey,1984. [43] LAU K.S., Position controlled disc valve, PhD Thesis, University of Surrey, [44] SUN Y. and PARKER G.A., Steady-state theoretical model of an electro-hydraulic single disk pilot valve, Trans ASME, Journal of Dynamic Systems, Measurement, and Control, Vol.114, pp , [45] ŞENGİRİGN, M., Elektrohidrolik disk valflerin geliştirilmesi ve bunların çeşitli sinyal işleme teknikleri yolu ile denetlenmesinin incelenmesi, Doktora tezi, U. Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü, Bursa, [46] MANFRED, L., and LÜ, Y., Pneumatischer Positionierantrieb mit Schaltventilen, o+p ölhydraulik und pneumatik, 35, Nr.2, pp , [47] FRASER, S., JACOBSEN, S., POTTER, D. and DAVIS, C., Miniature High Performance Servovalves, International Fluid Power Exposition and Technical Conference, Chicago (Submitted), pp.1-6, [48] [49] MERRITT, H.E., "Hydraulic Control Systems", John Wiley & Sons, Inc., [50] MASKREY, R.H. and THAYE, W.J. r, A brief history of electrohydraulic servomechanism, Trans. ASME, Vol. 100 pp , 1978 [51] GUİLLON, M., "Hydraulic Servo Systems - Analysis and Design", Butterworths, London [52] WENNMACHER, G., Elektrohydraulischer positionierantriebmit schnellschaltventilen und digitaler regelung, o*p ölhydraulik und pneumatik, Nr.2, pp , 1992.

274 280 ÖZGEÇMİŞLER İbrahim YÜKSEL 1951 İzmit doğumlu olup 1975 yılında Sakarya Devlet Mühendislik-Mimarlık Akademisi Makine Mühendisliği Bölümünden mezun oldu yılında University of Surrey, Guildford, İNGİLTERE de M.Sc. (Yüksek Lisans) ve yılında yine aynı Üniversitede Ph.D (Doktora) çalışmalarını tamamladı tarihinde Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi'nde Yardımcı Doçent olarak göreve başlamıştır yılında Doçent ve 1993 yılında Profesör unvanını almıştır. Öğretim üyesi görevine ilaveten yaklaşık 9 yıl Dekan Yardımcısı ve 16 Ekim Ekim 2000 tarihleri arasında Dekan olarak da görev yapmıştır. Çalışma konuları elektrohidrolik sistemler, elektrohidrolik valfların geliştirilmesi, otomatik kontrol, otomasyon sistemleri, sistem dinamiği, modelleme ve simulasyondur. Otomatik Kontrol ve MATLAB ile Mühendislik Sistemlerinin Analizi ve Çözümü isimli iki adet basılı ders kitabı mevcuttur. Evli ve bir kız babasıdır. Mesut ŞENGİRGİN 1967 yılında Mustafakemalpaşa-BURSA'da doğdu. Uludağ Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü'nden 1989 yılında "Lisans", Uludağ Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü'nden 1992 yılında "Yüksek Lisans" ve 2000 yılında "Doktora" derecelerini aldı. Uludağ Üniversitesi Mühendislik-Mimarlık Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü'nde yılları arasında Araştırma Görevlisi olarak çalıştı yılından buyana halen aynı üniversitede Öğretim Görevlisi olarak görev yapmaktadır. Çalışmaları sistem dinamiği, hidrolik ve pnömatik sistemlerin modellenmesi ve kontrolu, sistem modelleme ve simulasyonu alanlarında yoğunlaşmaktadır

275 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 20 Lojik Valf Tekniği ve Uygulamaları İSMAİL OBUT Hidroser A.Ş.

276 283 LOJİK VALF TEKNİĞİ VE UYGULAMALARI İsmail OBUT ÖZET Günümüzde Endüstriyel ve Mobil hidrolik sektörlerinde kendine önemli bir yer edinen 2/2 Lojik valfler, özellikle yüksek debili uygulamalarda sıkça kullanılmaktadır. Yapısının son derece basit oluşu, çok geniş kumanda edilebilme özellikleri, çok hızlı açma-kapama elde edilebilmesi, kesin sızdırmazlık sağlayabilmesi, tek lojik valfle birden fazla fonksiyonun sağlanabilmesi, yüksek debi geçirebilme yeteneği bu valflerin sürgülü valflere göre önemli ölçüde avantaj sağlamasına neden olmaktadır. Blok işleme teknolojisinin gelişmesi ile birlikte bu valflerin kullanımı da artmıştır. Yapılarının basit olmasına karşın, bir projede kombine olarak kullanılabilmesi bir tecrübe gerektirmektedir. Eğer bu valflerin çalışma prensipleri, özellikleri ve uygulama şekilleri, hidrolik projelendirme mühendisleri tarafından iyi anlaşılabildiği takdirde, bu valflerin kullanımı da artacak ve son derece ekonomik projeler elde etmek mümkün olabilecektir. GİRİŞ Şekil 1. 2/2 Lojik valfler 2/2, yani 2 yollu 2 konumlu olup; Lojik veya Kartriç valf olarak adlandırılan bu valfler,din normuna uygun olarak imal edilmektedirler. Bu valfler, 2 ana yapıdan oluşmaktadırlar. 1. Blok içinde kalan Lojik valf 2. Blok dışında kalan Lojik valf kapağı

277 284 Lojik valf, DIN normuna uygun bir şekilde blok içine yerleştirilmektedir. Lojik valf kapağı ise; gene DIN normuna uygun olarak blok dışında, Lojik valfi kapayan bir eleman olarak kullanılmaktadır. Lojik valf kapağı; yapılmak istenen kumanda şekline bağlı olarak değişik yapılar arzetmektedir. 2/2 LOJİK VALFLER Normalde kapalı Normalde açık Şekil 2. Normalde kapalı ve açık 2/2 Lojik valfler 2/2 Lojik Valfler; temel olarak 2 ana gruba ayrılmaktadırlar. 1. Normalde kapalı 2/2 Lojik valfler 2. Normalde açık 2/2 Lojik valfler Bu bildiride, normalde kapalı 2/2 Lojik valfler incelenecektir. Şekil 3. 2/2 Lojik Valf

278 285 2/2 Lojik valfler, 4 temel elemandan oluşmaktadırlar : Şekil: 3 te görüldüğü gibi bu elemanlar; Dış kovan (1), Konik Eleman (2), Yay(3) ve Lojik valf kapağı (5) ndan ibarettir. Dış kovan kapağı(4) genellikle dış kovan ile birlikte tanımlanır. Dış Kovan(1);asıl çalışan eleman olan konik eleman(2) ve yay(3) ı bünyesinde bulunduran hareketsiz bir elemandır. A ve B hatları arasındaki sızdırmazlık, bu dış kovan üzerinde bulunan O-Ring ile sağlanır. Konik Eleman(2); yay odacığı ile A ve B hatları arasındaki basınç farklarına bağlı olarak, valfi açık veya kapalı durumda tutan, yani çalışan bir elemandır. Dış Kovan(1) ın iç tarafında yer alan konik bir yüzeye yay(3) marifetiyle oturur. A ve B hatları arasındaki sızdırmazlık, bu konik yüzey üzerinde sağlandığı için %100 bir sızdırmazlık oranına ulaşılır. Yay(3); konik eleman(2) ın içinde, yay odacığı bölümünde bulunan ve konik eleman(2) ı, dış kovan(1) ın iç tarafındaki konik yüzeye doğru bastırmaya çalışan elemandır. Lojik valf kapağı(5) ise; dış kovan(1), konik eleman(2) ve yay(3) ın ana blok gövdesi içinde kalmasını sağlayan; içinde ve üzerinde bulunan kumanda delikleri ve orifisleri ile de çeşitli kumanda fonksiyonlarını sağlayan elemandır. Şekil 4. Lojik valf kapakları Şekil 5. Lojik valf elemanları DIŞ KOVAN Dış kovanlar; DIN normuna göre imal edilmiş ve NG16,25,32,40,50,63,80 ve 100 ölçülerinde olup, hareketsiz bir elemandır. İç bünyesinde konik elemanın çalışmasına müsaade eder. Bu eleman, çalışma sistemlerine göre bir farklılık göstermez. İçine farklı özelliklerde konik eleman ve yay takılabilir. Dış kovan ın blok ile sızdırmazlığı bir O-ring vasıtasıyla sağlanır. Bu sızdırmazlık hem A tarafında, hem de B tarafında vardır. Konik eleman, dış kovan ın içinde belirli toleranslarda çalışmaktadır. Dolayısıyla B hattı ile yay odacığı arasında yağ kaçağı söz konusu olabilmektedir. Bu kaçağın önem kazanacağı uygulamalar için, dış kovan ın iç yüzeyinde O-ring sızdırmazlığı sağlanır. Böylelikle bu yağ kaçağı problemi ortadan kaldırılmış olmaktadır.

279 286 KONİK ELEMAN Konik elemanlar, Lojik valfin çalışma sistemine bağlı olarak değişik formlarda olabilmektedirler. Esas itibarıyle, 3 değişik konik eleman formu vardır. Bu formlara bağlı olarak Lojik valfin çalışma sistemi şekillenir. Form 1. Form 2. Form 3. Şekil 6. Konik eleman formları Bir lojik valfin çalışmasını temin eden 3 ana yüzey mevcuttur. Bu yüzeylere etki eden basınç ve bu basınçlar neticesinde, bu yüzeylerde oluşan kuvvetler söz konusudur. İşte bir lojik valf, bu 3 kuvvetin bileşkesi doğrultusunda açar veya kapatır. Bu 3 ana yüzey : A A : Konik elemanın A hattı tarafında, konik yüzeye oturduğu alan A B : Konik elemanın B hattı tarafında, dış çapı ile konik yüzeye oturduğu çap arasında kalan ring alanı Ac= Yay odacığı tarafında konik elemanın dış çapının oluşturduğu alan

280 287 Her tür uygulama için : Ac=A A +A B olduğu unutulmamalıdır. Uygulama türüne göre bu alanlar farklılık göstermektedir Şekil 7. 2/2 Lojik valfte akış şekilleri Eğer sadece A dan B ye bir akış elde edilmek isteniyorsa Şekil:7-1 de görüldüğü gibi A A =A C olacak şekilde bir konik eleman kullanmak yeterlidir. Hem A dan B ye, hem de B den A ya bir akış elde edilecekse:. A A =0,6 A C A B =0.4 A C olan konik elemanlar kullanılmalıdır ( Şekil:7-2 ) Eğer hem A dan B ye, hem B den A ya akış, hem de debi ayarı yapılmak isteniyorsa; Şekil:7-2 dekine ilave olarak üçgen çentik kesitli konik elemanlar tercih edilmelidir( Şekil:7-3 ).Konik elemanların yay odacığı bölümündeki kumanda hacmi son derece önem taşımaktadır. Çünkü bu odacıktaki yağın basınçlandırılması ile lojik eleman kapatmakta veya basıncın kaldırılması ile de lojik eleman açmaktadır. YAYLAR Şekil:8 de de görüldüğü üzere yaylar, konik elemanın yay odacığında bulunup, normalde kapalı lojik valflerde; konik elemanı dış kovana doğru iterek, valfin kapanmasını sağlar.yaylar değişik sertliklerde olabilir. Bu sertlikler, lojik valfte istenen kapama hızına bağlı olarak seçilir. Her imalatçı firma, değişik sertliklerde yaylar kullanmaktadır. Bunlar 0,1 bar ile 4 bar arasında değişen çeşitli açma basınçlarına sahip olan yaylardır. Genellikle 1,5-2 bar açma basıncı olan yaylar en çok kullanılanlardır. Eğer lojik valf, pompa basınç devresinde kullanılacaksa 4 barlık, tank hattında kullanılacaksa 0,5 barlık bir yay kullanmak uygun olacaktır. Uygulama şekline uygun yay seçmek gerekmektedir. Hızlı kapama istendiğinde kuvvetli yay, yavaş kapama istendiğinde ise zayıf yay seçilmelidir.

281 288 Şekil 8. LOJİK VALF KAPAĞI Lojik valf kapağı; bir lojik valfin blok dışında görünen kısmı olup, içinde bulundurduğu orifislerle ve üzerinde bulundurduğu elemanlarla lojik valfin çalışma şeklini belirleyen elemandır. Lojik valf kapağının blok üzerine oturan kısmı DIN normuna uygun olup, bu kısmında X,Y,Z1 ve Z2 delikleri vardır. Valfin çalışma sistemine göre bu deliklerin bir kısmı veya tamamı kullanılarak ve içlerine gerekli orifisler yerleştirilerek valfin çalışma şekli belirlenir. Lojik valf kapaklarının, pratikte en fazla uygulanan 3 çeşidi vardır. 1) Üstü kapalı lojik valf kapağı Şekil 9. Üstü kapalı lojik valf kapağı Bu kapak, daha çok çek valf uygulamalarında kullanılıp, içinde sadece X deliğini bulundurur. Bu X deliğine konan orifis ile açma veya kapama zamanı belirlenir.

282 289 2) Strok ayarlı ve üstü kapalı Lojik valf kapağı Şekil 10. Strok ayarlı ve üstü kapalı lojik valf kapağı Bu kapak, yön valfi ve debi ayar valfi fonksiyonları için kullanılır. Bunda da sadece X deliği mevcuttur. Bu kapağın içinde bulunan mekanizma ile konik elemanın strok hareketi sınırlandırılarak lojik valfin daha az açılması, dolayısıyla da daha az yağ geçirmesi sağlanır. Burada debi ayar fonksiyonu elde edilebilmesi için çentik kesitli konik elemanın kullanılması gerekir. 3) Üstü açık Lojik valf kapağı Şekil 11. Üstü açık lojik valf kapağı Bu kapağın üstü, NG6 veya NG10 valflerin monte edilmesi için tasarlanmış olup, kapağın alt tarafında bulunan X,Y,Z1 ve Z2 delikleri üst taraftaki NG6 veya NG10 valfin P,T,A ve B hatları ile irtibatlıdır. Böylelikle bu kapağın üstünde,çeşitli lojik valf fonksiyonları elde edilmiş olur.açma veya kapama süresine bağlı olarak belirlenen kumanda yağı debisine paralel olarak NG 6 veya NG 10 valf gurubu seçilir.

283 290 Lojik valf uygulamalarında, orifisler genellikle lojik valf kapağında kullanılırlar. Orifislerde kirlilikten kaynaklanan bir tıkanma veya blokaj söz konusu olduğu taktirde, kapakların sökülmesi ve takılması, bloğun içine ulaşmaktan veya lojik valfin iç gövdesinin sökülmesinden çok daha kolaydır. Hatta çoğu zaman kapak dahi sökülmeden gerekli orifislere ulaşmak mümkün olur. ORİFİSLER Şekil 12. Lojik valfte orifis takılma yerleri Orifisler, bir lojik valfin en önemli unsurlarından olup, oldukça dikkatli seçilmesi gerekmektedir. Orifislerin hangi kanalda kullanılacağı ve büyüklüğünün ne olacağı konusunda hesaplamalar yapmak mümkünse de bu daha çok tecrübelere dayanılarak tayin edilir. Orifisler, lojik valfin açılma veya kapanma sürelerini belirlerler. Orifis Seçimi : Orifis seçimi yaparken gözönüne alınacak unsurlar : - Yay odacığında bulunan kumanda yağı hacmi - İstenen açma veya kapama zamanı - Sistem çalışma basıncı değerlerinin bilinmesi gerekmektedir. Yay odacığında bulunan kumanda yağı hacmini her imalatçı firma, lojik valf büyüklüğüne bağlı olarak kataloglarında vermektedir. İstenen açma veya kapama zamanları proje çalışma şekline göre belirlenir. (Bu süre standart uygulamalar için ms mertebelerinde alınabilir.) Orifiste oluşacak Δp basınç kaybı olarak da, tecrübe değerlerine bakarak, sistem çalışma basınıcının %60-70 civarında alınması yeterlidir. Bu durumda hesaplamalar, aşağıdaki gibi yapılır. Açma olayı esnasında, konik elemanın %30-40 hareketinden itibaren, lojik valften istenen debinin geçmeye başladığı gözönüne alınır.

284 291 Hesaplamalarda kullanılan değerler : D : Orifis çapı [mm] Q : Orifisten geçen debi [lt/dak] V 1 : Lojik valfin kumanda hacmi [cm 3 ) V 2 : Lojik valften istenen debinin geçmeye başladığı kabul edilen kumanda hacmi [cm 3 ] t : Lojik valf açma veya kapama süresi [sn] Δp : Orifisteki basınç kaybı [bar] p : Sistem basıncı [bar] Önce V 2 belirlenir : V 2 = 0,30...0,40 * V 1 [cm 3 ] Ardından Q (Orifisten geçen debi) hesaplanır. Δp tayin edilir. 3 * V 2 Q = * t Δp=0,60...0,70 * p [bar] En son olarak da D ( orifis çapı ) bulunur. Q ØD =1,2 * ( ) * (Δp) 0.5 Örnek Orifis seçimi : NG32 büyüklüğünde bir lojik valfte orifis seçimi : Sistem basıncı P=200 bar Bir imalatçı firmanın kataloğunda yer alan NG32 lojik valf kumanda hacmi V 1 =10,17 cm 3 İstenen açma süresi t=30 ms V 2 = 0,35 * 10,17 = 3,56 cm 3 3 * 3,56 Q = = 7,12 lt/dak 50 * 0,030 Δp = 0,65 * 200 = 130 bar 7,12 ØD =1,2 * ( ) * ( 130 ) 0.5 = 1,13 mm İstenen orifis çapı 1,13 mm olarak bulunmuş olur. Yukarıda görüldüğü gibi, orifis seçimini hesap yoluyla yapmak oldukça zahmetli görülüyor. Bunun yerine aşağıda verilen Tablo:1 kullanılırsa son derece pratik bir şekilde orifis capı belirlenmiş olur.

285 292 Tablo 1. Orifis seçimi Bu tabloda orifis çapının belirlenebilmesi için, Δp ve Q kumanda yağı debisine ihtiyaç duyulmaktadır. Yukarıdaki örnek hesaplama, tabloya uygulanırsa Δp=130 bar ve Q = 7,12 lt/dak için orifis çapı D=1,13 mm olarak kolayca tespit edilebilir. LOJİK VALF NORMU Lojik valfler, DIN normuna göre imal edilirler. Aşağıdaki şekillerde bu norma uygun NG16-63 Lojik valflerin norm ölçüleri gösterilmiştir. Bu normlarda A,B hatları çalışma;x,y,z1 ve Z2 hatları ise kumanda hatları olarak adlandırılırlar. Şekil 13. NG16-63 Lojik valf delik normu

286 293 LOJİK VALF UYGULAMA ŞEKİLLERİ ÇEK VALF KULLANIMI Şekil 14. Çek valf uygulaması Şekil :14 da görüldüğü gibi, bu uygulama şeklinde A A =A C olan konik eleman ve üstü kapalı lojik valf kapağı kullanılır. X kumanda hattı, B hattına bağlandığı takdirde; A dan B ye geçişin serbest olduğu (kullanılan yay kadar basınç kaybında), B den A ya geçişin ise kesin olarak bloke edildiği bir uygulama teşekkül ettirilir. YÖN VALFİ KULLANIMI Şekil 15. 4/3 sürgülü yön valfi Şekil:15 te gösterilen 4/3 sürgülü yön valfi,4 yol ve 3 konumludur. Buradaki akış özellikleri belirtilirse : a çalışma konumunda P B b çalışma konumunda P A A T B T akışları vardır. Dolayısıyle burada 4 akış söz konusudur.lojik valflerin de 2/2 valf olduğu gözönüne alınırsa, burada 4 adet lojik valf kullanılması gerekmektedir. Şekil:15 te gösterilen ve orta konumunda tüm hatları birbirine kapalı 4/3 sürgülü yön valfi, lojik valf tekniği ile Şekil:16 da oluşturulmuştur.

287 294 Şekil 16. 4/3 sürgülü yön valfinin 2/2 lojik valflerle oluşturulması Bu şekilde b bobini enerjilendiğinde, kumanda valfinde P A ya B T ye bağlanacaktır. Bu durumda 1 ve 3 nolu lojik valflerin kumanda odacıkları basınç altında kalmaya devam edip kapalı dururken 2 ve 4 nolu lojik valflerin kumanda odacıkları tanka bağlanıp açık konuma geleceklerdir.. Böylelikle; basınçlı yağ 2 nolu lojik valf üzerinden silindirin piston tarafına giderken, silindirin mil tarafındaki yağ da 4 nolu lojik valf üzerinden tanka tahliye olacaktır. Yani silindir mili dışarıya doğru çıkacaktır. Bu sefer a bobini enerjilendiği takdirde, kumanda valfinde P B ye, A T ye bağlanacaktır. 2 ve 4 nolu lojik valflerin kumanda odacıkları basınç altında kalmaya devam ederken, 1 ve 3 nolu lojik valflerin kumanda odacıkları ise tanka bağlanacaktır. Dolayısıyle 1 ve 3 nolu lojik valfler açık konuma gelirken, 2 ve 4 nolu lojik valfler ise kapalı kalmaya devam edecektir. Bu durumda basınçlı yağ, 3 nolu lojik valf üzerinden silindirin mil tarafına giderken, silindirin piston tarafındaki yağ da 1 nolu lojik valf üzerinden tanka tahliye olacaktır. Böylelikle silindir mili içeriye doğru girecektir. BASINÇ EMNİYET VALFİ KULLANIMI Manuel ayarlı Çift kademeli,elektrikli Oransal ayarlı Şekil 17. Çeşitli lojik basınç emniyet valfi uygulamaları

288 295 Şekil:17 de görüldüğü gibi lojik basınç emniyet valflerinde A A =A C olan konik elemanlar kullanılmaktadır. Lojik valf kapağının üzerine manuel ayarlanan veya oransal pilot basınç emniyet valfleri yerleştirilir. Basınçlı yağ A yüzeyine etki etmekte olup, B hattı tank ile bağlantılıdır. 2 nolu orifis üzerinden geçen basınçlı yağ hem kumanda odacığını basınçlandırır, hem de pilot basınç emniyet valfinin P hattında etkin olur. Bu basınç, pilot basınç emniyet valfinde ayarlanan yay kuvvetine ulaştığında, pilot valfte P hattı T hattına bağlanır. Bu durumda kumanda odacığındaki basınç da düşer ve A hattı ile kumanda odacığındaki basınç farkı nedeniyle konik eleman yukarı doğru itilir. Böylelikle lojik valfin A hattındaki yağ, pilot valfte ayarlanan basınç altında tanka tahliye edilmiş olmaktadır. DEBİ AYAR VALFİ KULLANIMI Manuel ayarlı Oransal ayarlı Şekil 18. Çeşitli lojik debi ayar valfi uygulamaları Bu uygulama için A A =0,6xA C olan konik elemanlar ile lojik valf kapağının strok sınırlayıcılı tipleri kullanılmaktadır. X kumanda hattındaki basınç kaldırıldığında A veya B hattındaki basınç nedeniyle konik eleman, sınırlanan miktar kadar yukarı doğru itilmekte ve konik elemandaki üçgen çentik kesit nedeniyle istenen debi ayarı için gerekli kesit alanına ulaşılmaktadır. Konik eleman A A =0,6xA C şeklinde seçildiği için de bu debi ayarı her iki yönde mümkün olabilmektedir.

289 296 Şekil 19. Örnek bir Lojik valf uygulaması

290 297 SONUÇ Görüldüğü üzere,lojik valflerle bir devre oluşturmak kullanıcıya büyük avantajlar ve rahatlık getirmektedir. Özellikle çok amaçlı kullanılabilirliği, hidrolik devreleri oldukça sadeleştirmektedir. Sadeleşen bir hidrolik devre de kullanıcıya kullanım ve bakım kolaylığı sağlamaktadır. Bu bildiride,özellikle hidrolik projelendirme mühendislerine verilmek istenen mesajda,lojik valflerle devre oluşturmanın fazlaca zor bir yanı olmadığı vurgulanmak istenmiştir. Lojik valflerle yapılan devreler,aynı zamanda son derece ekonomik çözümleri de beraberinde getirmiş olacaktır. KAYNAKLAR [1] Parker Hannifin GmbH-Almanya, Katalog 2500 / D, 7T 03/97 LIM [2] Mannesmann Rexroth GmbH-Almanya, Technik der 2-Wege-Einbauventile ÖZGEÇMİŞ İsmail OBUT 1959 yılı İstanbul doğumludur. İlk ve orta tahsilini İstanbul da tamamladıktan sonra 1981 yılında İstanbul Teknik Üniversitesinden Makina Mühendisi olarak mezun oldu. Askerlik hizmetini Kara Kuvvetleri Komutanlığı Teknik Daire Başkanlığında yıllarında yerine getirdi yılında Dizel Magnet firmasında Hidrolik Proje Satış Mühendisi olarak göreve başladı yılları arasında Rexroth Hidropar firmasında çalıştı 1991 yılında Hidroser firmasının kuruluşunda kurucu ortak olarak görev aldı. Halen Hidroser firmasında firma ortağı olarak görevini sürdürmektedir. Evli ve bir kız çocuğu babasıdır.

291 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN - 21 Dudaklı Sızdırmazlık Elemanlarında Sızdırmazlık Analizi METİN AKKÖK Orta Doğu Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü

292 301 DUDAKLI SIZDIRMAZLIK ELEMANLARINDA SIZDIRMAZLIK ANALİZİ Metin AKKÖK ÖZET Dönen miller için kullanılan sentetik kauçuktan yapılmış dudaklı sızdırmazlık elemanlarında yağ kaçağının nedenlerinin anlaşılması ve kaçak miktarının belirlenmesi için sızdırmazlık mekanizmasının incelenmesi ve sızdırmazlık performansını belirleyen parametrelerin belirlenmesi gereklidir. Sızdırmazlık elemanı dudağı ile dönen mil yüzeyi arasındaki hidrodinamik yağ basıncı dudak üzerinde elastik deformasyona ve yağ filmindeki kayma gerilmesi kayma deformasyonuna neden olmaktadır. Bu nedenle hidrodinamik basınç dağılımı ile birlikte dudak üzerindeki deformasyonun birlikte çözümünün yapıldığı elastohidrodinamik analiz yönteminin uygulanması gereklidir. Bu çalışmada dönen mil yüzeyi katı ve pürüzsüz bir yüzey olarak, sızdırmazlık elemanı dudağı ise sabit duran, ondülasyonlar içeren pürüzlü ve elastik bir yüzey olarak alınmıştır. Radyal elastik deformasyonları dikkate alarak belirlenen yağ film kalınlığı dağılımı için Reynolds denklemi sonlu farklar yöntemi kullanılarak çözülerek basınç dağılımı hesaplanmış ve yağ kaçak miktarı belirlenmiştir. Yağ filmindeki kayma gerilmesi nedeniyle kayma deformasyonu sonucu oluşan yağ film şekli dikkate alınarak yapılan hesaplamalar sonucunda ondülasyon üzerindeki kayma deformasyonunun yağ kaçağını azalttığı gösterilmiştir. GİRİŞ Dudaklı sızdımazlık elemanları yağ ile çalışan mekanik sistemlerde yağ içeren taraftan dış çevreye yağ kaçağını önlemek ve dış çevreden yağ tarafına kirlilik oluşturacak parçacıkların girmesini engellemek amacıyla kullanılmaktadır. Sızdırmazlık elemanı bir metal gövde ile bu gövde üzerine kaplanmış sentetik kauçuktan yapılmış manşet ve mil ile tyemas eden dudaktan oluşmaktadır. Sızdırmazlık elemanının gövdesi makina parçasındaki yuva içine ve sızdırmazlık dudağı ise dönen mil üzerine yerleştirilerek kullanılmaktadır. Şekil 1 de gövde ve mil üzerine yerleştirilmiş bir sızdırmazlık elemanı gösterilmektedir. Dudak ile dönen mile baskı uygulamak amacıyla kauçuk dudak arkasına yerleştirilen bir halka yay ile mil yüzeyine çepeçevre bir radyal baskı uygulanmaktadır. Bu tip sıdırmazlık elemanları bir çok uygulamada yaklaşık 50 yıldır kullanılmakta olmasına rağmen sızdırmazlık mekanizması üzerine yapılan deneysel sunuçları açıklayan temel kuramsal çalışmalar halen yetersidir. Bu kapsamda radyal sızdırmazlık elemanlarında hidrodinamik yağlama mekanizması ve bunun sonucu oluşan yağ kaçağı miktarının açıklanmasına yönelik olarak yapılmış çalışmalar da vardır [1-7 ]. Sızdırmazlık elemanları üzerinde yapılan deneysel çalışmalar temas yükü ve sızdırmazlık mekanizmasının mil yüzeyi ile temas durumundaki dudaklar üzerindeki mikro-geometri ile çok yakından etkilenmektedir. Uygulmada sızdırmazlık elemanın dudak yüzeylerinde çok farklı tipte mikro geometriler kullanılmaktadır. Bunlar küçük ölçekte mikro pürüzler olabileceği gibi büyük ölçekte de olabilmekte ve mikro ondülasyonlar olabilmektedir [2].

293 302 Şekil 2.a da dudak üzerindeki mil eksenine paralel ondülasyonların statik durumdaki şekli verilmiş ve koordinat sistemi gösterilmiştir. Şekil 2.b de dinamik çalışma durumunda çevre yönünde kayma nedeniyle yağ filminde oluşan kayma gerilmeleri sonucunda şekil değiştiren ondülasyonlar gösterilmiştir. Dönen mil ile dudak yüzeyi arasında oluşan yağ akımı filmdeki basınç dağılımını, kayma gerilmesini ve kaçak oranını belirler. Yağ film basıncı dudağın radyal deformasyonuna, kayma gerilmesi de dudak yüzeyinin mil dönme yönünde deforme olmasına neden olur. Dudağın elastik deformasyonu mil yüzeyi ile dudak arasında oluşacak yağ film kalınlığını ve şeklini belirleyeceğinden, elastik deformasyon ve hidrodinamik basınç karşılıklı olarak etkilendiği sızdırmazlık dudağının analizi tümüyle elastohidrodinamik bir problemdir. Bu çalışmada dönen pürüzsüz bir mil yüzeyi ile temas halinde olan pürüzlü bir radyal dudaklı sızdırmazlık elemanın hidrodinamik analizi yapılmıştır. Bunlar; bir boyutlu ve mil eksenine paralel sinusoidal pürüzlü dudak yüzeyi ile mil eksenine paralel sinusoidal pürüzlü dudak yüzeyinin kayma yönünde deforme olması ile oluşan bir boyutlu pürüzlerdir. Bu çalışmanın amacı belirtilen bu iki yüzey pürüzünü içeren radyal sızdırmazlık elemanında yağ kaçak miktarının belirlenmesidir. Metal Bilezik Hava Tarafı Halka Yay Yağ Tarafı Duda Temas genişliği Şekil 1. Mil ve yuvaya yerleştirilmiş bir dudaklı radyal sızdırmazlık elemanı b : temas genişliği λ : dalga boyu U : Kayma hızı Yağ x y Hava tarafı x y a- Statik durumda b- Dinamik çalışma durumunda Şekil 2. Sızdırmazlık elemanı yüzeyi üzerindeki ondülasyonlar

294 303 YAĞ FİLM KALINLIĞI Dudak yüzeyinde milin dönmesi ile oluşan yağ film basıncının belirlenmesi için yağ film geometrisinin bilinmesi gereklidir. Dudak yüzeyindeki kayma yönündeki pürüzlülük, eksenel yöndeki dudak profili ve kayma gerilmesi nedeniyle deformasyon sonucu oluşan yağ geometrisi aşağıda verilmiştir. Yüzey Pürüzlülğü Geometrisi Ondülasyon genliği h 1 olan dudak profilinin mil yüzeyinin kayma yönündeki değişimi aşağıdaki gibi ifade edilebilir. 2π (x, y) = h cos (x d(y)) λ h 1 r (1) Burada d(y) dudaklardaki ondülasyonların yağ filmindeki kayma gerilmesi nedeniyle mil çevresi yönündeki deformasyonudur. Deforme olmamış durumda ondülasyonlar Şekil 2.a da gösterildiği gibi mil eksenine paraleldir. Ancak dinamik çalışma durumunda mil eksenine paralel olan ondülasyonlar yağ filminin dudak yüzeyi üzerinde mil dönme yönünde oluşturduğu kayma gerilmesi nedeniyle deforme olmaktadır. Radyal sızdırmazlık elemanı yüzeyinde mil dönüşü ile birlikte mil dönme yönünde oluşan teğetsel deformasyon deneysel olarak ölçülmüş ve kuramsal olarak da incelenmiştir [1,3]. Bu çalışmalarda sızdırmazlık elemanının Şekil 2.b de gösterildiği gibi teğetsel deformasyonunun eksenel pozisyona göre değiştiği ve dudağın hava tarafına göre en fazla deformasyonun ondülasyon genliğine oranı 1 ile 2 arasında değiştiği belirlenmiştir. En fazla radyal deformasyonun oluştuğu nokta, yağ filmi en ince olduğu noktada olmakta ve sızdırmazlık elemanının geometrisi gereği bu nokta yağ tarafına yakın olduğu belirlenmiştir. Ayrıca yağ tarafındaki kayma deformasyonun hava tarafındaki deformasyona göre daha fazla olduğu da bulunmuştur. Bu çalışmada belirtilen özellikleri içeren teğetsel deformasyon olarak alınmıştır. Bu eşitlikle verilen deformasyon göreceli olarak tanımlanmıştır. Sızdırmazlık elemanı üzerindeki sinuzoidal pürüzlerdeki deformasyonlar birbirinin aynısı olacağından tüm pürüzlerde aynı deformasyon şekli oluşmaktadır. Bu nedenle bu deformasyonlar mutlak deformasyonlar olmayıp göreceli olarak tanımlanmıştır. Burada D katsayısı deformasyonun ondülasyon periyoduna göre en fazla değerini belirlemektedir. Bu değer deforme olmamış pürüzler için 0 ve deforme olmuş pürüzler için 1 olarak alınmıştır. D yağ katsayısı yağ tarafındaki deformasyonun en fazla deformasyona oranını belirlemektedir ve bu değer yaklaşık 0.25 dir. Bu durumda ondülasyon genliği ile boyutsuzlaştırılmış yüzey pürüzlülüğünün dağılımı olarak ifade edilir. δ(y) = H r d(y) λ (X,Y) - (Y Y D cos Ymin = π D cos 2(1 Y h r (x, y) h 1 min min ) 1 cos (D y ) (Y Ymin ) ) = cos2π (X δ(y)) 0 Y Y Y min min Y 1 = (3) Film Kalınlığının Eksenel Yöndeki Değişimi Sızdırmazlık elemanı mile belirli miktarda sıkı geçirilerek yerleştirilir. Elemanın temas noktasındaki dudağı elastik deformasyon ile ve rodaj süresince oluşan aşınma ile düzleşmektedir. Sızdırmazlık dudağının yağ tarafındaki açı hava tarafındaki açıdan büyüktür ve dudak bölgesinde oluşan deformasyon sonucunda dudak ile mil yüzeyi arasında oluşan yağ film kalınlığı simetrik olmamaktadır [4]. Bu bir çok araştırmacı tarafından deneysel olarak ve sonlu elemanlar yöntemi kullanılarak modellenen dudak üzerinde gösterilmiştir. Bu çalışmada boyutsuz olarak yağ filminin eksenel yöndeki değişimi aşağıdaki şekilde alınmıştır. (2)

295 304 H H (Y) = H a a π 1 cos 2Y min π 1 cos 2(1 Y (Y Y min min ) (Y Y ) min ) 0 Y Y 2 (4) Y min min Y 1 Burada Ha dudağın eksenel yöndeki profil yüksekliğinin ondülasyon genliğine oranını, Y min dudak ile mil yüzeyi arasında oluşan yağ filminin eksenel yönde en ince yerinin yağ tarafına olan uzaklığının temas genişliğine oranını göstermektedir. Bir çok uygulamada bu değer 0.2 ile 0.3 arasında değişmektedir [1, 4] ve bu çalışmada 0.3 olarak alınmıştır. Dudak ile mil yüzeyi arasında ortalama yağ film kalınlığı üzerindeki eksenel yöndeki radyal deformasyon ve kayma yönündeki teğetsel deformasyon ile tanımlanan toplam yağ film kalınlığı aşağıdaki şekilde ifade edilebilir. H(X, Y) H 0 + H r (X,Y) + H 2 (Y) = (5) BASINÇ OLUŞUMU Kayan düz bir yüzey ile sabit duran bir yüzey arasında tanımlanan bir yağ film kalınlığı içinde oluşan basınç dağılımı Reynolds denklemi ile belirlenir. Sızdırmazlık elemanı dudağı ile dönen mil yüzeyi arasında oluşan yağ film kalınlığı mil çapına göre çok küçük olduğu için mil yüzeyinin eğri yüzeyi ihmal edilerek düz bir yüzey olarak alınmıştır. 3 3 h p h p = x 12μ x + y 12μ y x ( Uh) (6) Burada µ yağın çalışma sıcaklığındaki viskozitesi, U yüzeyin x yönündeki kayma hızıdır. Bu denklemin çözümü verilen bir film kalınlığı için sayısal yöntemler kullanılarak yapılabilmektedir. Çözümün boyutsuz parametreler kullanılarak genelleştirlebilmesi amacıyla aşağıdaki boyutsuz parametreler tanımlabilir. x y h p X, Y =, H =, P = λ b h 6μ Uλ = (7) 2 1 h 1 Bu boyutsuz parametreler ile Reynolds deklemi aşağıdaki şekilde ifade edilir. H X 3 P λ + X b 2 H Y 3 P H = Y X (8) Sızdırmazlık elemanı yüzeyi birbirini tekrarlayan pürüzlerden oluştuğu için sadece bir pürüzün tanımlandığı bölge için çözüm yapılmıştır. Sızdırmazlık dudağını temas genişliği gösteren iki yan kenarda atmosfer basıncı olarak sıfır alınmıştır. P(X,0) P(X,1) = 0, 0 X 1 = (9) Sızdırmazlık elemanı çevresince periyodik olan sinuzoidal yüzey pürüzlülüğünün hidrodinamik analizinde sadece bir periyodun incelenmesi yeterlidir. Bu nedenle bir periyot içinde oluşan basınç dağılımı birbirinin tekrarı olacağından periyot başlangıcında ve sonunda periyodiklik sınır şartı kullanılmıştır.

296 305 P(0, Y) P X X= 0 = P(1, Y) P = X X= 1 0 Y 1 (10) Mil yüzeyi ile temas eden dudağın her iki tarafının atmosfer basınçta yağ ile dolu olduğu düşünülerek, dudak temas bölgesi içinde ondülasyonların genişleyen bölümünde oluşan kavitasyon bölgesine yağın atmosferik basınçta girdiği kabul edilmiş. Reynolds kavitasyon şartı olarak bilinen bu şart yağ basıncı ve basınç değişiminin sıfır olarak alınması ile uygulanmıştır. P(X, Y) P(X, Y) 0 ve = 0 n = (11) Reynolds kavitasyon sınır şartı Reynolds denkleminin ardışık tekrar yöntemi ile çözümü sırasında düğüm noktalarındaki basınç değerlerinin atmosfer basıncının altında olması durumunda bu basınç değerlerinin atmosfer basınç değerine eşitlenmesi ile kavitasyon bölgesi belirlenmiştir. YAĞ KAÇAĞI HESABI Sızdırmazlık elemanının temas genişliği içinde oluşan basınç dağılımı sonucunda dudağın kenarından eksenel yönde hava tarafına yağ kaçağı oluşmaktadır. Bu kaçağın hesaplanmasında birim genişlik için h kalınlığındaki bir yağ filminden y (eksenel) yönünde oluşan akım miktarı q 3 h p 12μ y = (12) y= b olarak verilir. Bu akım dudak kenarındaki dx genişliğindeki küçük bir eleman için dq 3 h p 12μ y = (15) y= b dx olarak yazılır. Dudak kenarında bir dalga boyu genişlik için integrali ile ve yukarıda tanımlanan boyutsuz parametreler kullanılarak sızdırmazlık elemanında oluşan boyutsuz yağ kaçağı 1 q 3 P Q = = H dx (14) h1λu 2 Y 0 Y= 1 şeklinde ifade edilir. TEMAS DUDAĞINDA KAÇAK ANALİZİ Tanımlanan hidrodinamik problem tipik bir sızdırmazlık elemanı için çözülmüştür. Bu analizde dudak temas genişliği b = 100 m, ondülasyonların genliği h 1 = 0.25 m, dalgaboyu yağ film kalınlığı h 0 = 0.40 m, dudağın e oranı Ha = 2 olarak alınmıştır. Bu değerler ile yukarıdaki bölümde tanımlanan boyutsuz yağ film geometrisi Şekil 3 de gösterilmiştir. Şekil 3.a da kayma deformasyonu olmayan dudaktaki film geomertisi ile D =1 durumu için film geometrisi verilmiştir.

297 306 Şekil 4 te dudak üzerindeki pürüzlerin mil eksenine parallel olma durumunda dudak ile mil arasında oluşan basınç dağılımı ve kavitasyon bölgesi bir dalgaboyu için gösterilmiştir. Kavitasyon bölgesi yaklaşık olarak mil eksenine parallel olmakta ve yüksek basınç bölgesinden dudağın hava tarafındaki kenarına doğrudan yağ akımı oluşmaktadır. Bu durum için boyutsuz yağ kaçağı yaklaşık 6.0 olarak hesaplanmıştır. a. Kayma deformasyonu olmaması durumu (D =0) b. Kayma deformasyonu olması durumu (D =1) Şekil 3. Sızdırmazlık eleman dudağı ile mil arasındaki yağ film şekli a. Basınç dağılımı CAV b. Kavitasyon bölgesi Şekil 4. Sızdırmazlık elemanı dudağındaki ondülasyonlarda kayma deformasyonu olmaması durumu (D = 0)

298 307 a. Basınç Dağılımı CAV b. Kavitasyon Bölgesi Şekil 5. Sızdırmazlık Elemanı Dudağındaki Ondülasyonlarda Kayma Deformasyonu Olması Durumu (D =1) Şekil 5 te ise aynı çalışma koşullarındaki sızdırmazlık elemanının dudaklarındaki pürüzlerin kayma gerilmesi sonucunda deforme olması sonucunda oluşan basınç dağılımı ve kavitasyon bölgesi gösterilmiştir. Bu durumda yüksek basınç bölgesi etrafında oluşan kavitasyon bölgesi yağın sızdırmazlık elemanı kenarından doğrudan hava tarafına kaçmasını önlenmektedir. Bu durum için yaklaşık % 20 azalma ile boyutsuz yağ kaçağı 4.8 olarak hesaplanmıştır Bir dalga boyu için boyutsuz yağ kaçak debisinin dudaktaki kayma deformasyonuna göre değişimi Şekil 6 da verilmiştir. Kayma deformasyonunun ondülasyon dalga boyunun 3 katı olması durumunda yağ kaçağının yarı yarıya azaldığı gösterilmiştir.

299 308 Q 7,0 6,0 5,0 4,0 3,0 2,0 1,0 0,0 0,0 1,0 2,0 3,0 4,0 D Şekil 6. Boyutsuz yağ kaçağının ondülasyonlardaki kayma deformasyonu ile değişimi SONUÇ Bu çalışmada sızdırmazlık dudağı ile dönen mil yüzeyi arasında oluşan yağ film kalınlığı çeşitli şekillerde alınarak yağ kaçak mekanizması incelenmiştir. Dudak yüzeyi üzerindeki pürüz genliği yaklaşık olarak ortalama film kalınlığı kadar olan pürüzler üzerinde oluşan basınç dağılımı hidrodinamik yağlama denkleminin sonlu farklar yöntemi ile çözülerek bulunmuştur. Yüzeydeki pürüzleri gösteren sinüzoidal pürüzlerin mil eksenine paralel olması durumunda film kalınlığının genişleyen bölümünde oluşan kavitasyon bölgesi nedeniyle yüksek basınç bölümünden eksenel yönde oluşan yağ kaçağı belirlenmiştir. Mil dönme yönünde oluşan kayma gerilmesi nedeniyle dudak üzerindeki mikro-ondülasyonlarda oluşacak deformasyon nedeniyle kanatçık şeklini alan pürüzlerde genişleyen film bölümünün de şekil değiştirmesi nedeniyle yüksek basınç bölümünden doğrudan dudağın yanına yağ kaçağı olmamaktadır. Yağ filminin genişleyen bölümünün temas genişliğinin yanlarına doğru ilerlemesi ile yüksek basınç oluşan bölümü ile dudağın yan tarafı arasında kavitasyon bölgesi oluşmakta ve bunun da yağ kaçağının azalmasına neden olduğu gösterilmiştir. KAYNAKLAR [1] Salant, R.F., Flaherty, A.L., Elastohydrodynamic Analysis of Reverse Pumping in Rotary Lip Seals with Microundulations, Trans. ASME, Jour. of Tribology, 1994, V.116, p [2] Salant, R.F., Flaherty, A.L., Elastohydrodynamic Analysis of Reverse Pumping in Rotary Lip Seals with Microasperities, Trans. ASME, Jour. of Tribology, 1995, V.117, p [3] Salant, R.F., Elastohydrodynamic Model of the Rotary Lip Seal, Trans. ASME, Jour. of Tribology, 1996, V.118, p [4] Van Bavel, P.G.M., Ruiji, T.A.M., Van Leeuween, H.J., Mujiderman, E.A., Upsetream Pumping of Radial Lip Seals by Tangentially Deforming, Rough Seal Surfaces, Trans. ASME, Jour. of Tribology, 1996, V.118, p [5] Kim, C.K., Shim, W.J., Analysis of Contact Force and Thermal Behaviour of Lip Seals, Tribology International, 1997, V.30, p [6] Shi, F., Salant, R.F., A Mixed Soft Elastohydrodynamic Lubrication Model with Interasperity Cavitation and Surface Shear Deformation, Trans. ASME, Jour. of Tribology, 2000, V.122, p [7] Shi, F., Salant, R.F., Numerical Study of a Rotary Lip Seal with a Quasi-Random Sealing Surface, Trans. ASME, Jour. of Tribology, 2001, V.123, p

300 309 ÖZGEÇMİŞ Metin AKKÖK 1952 yılında Ankara da doğdu. ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümünden 1973 yılında Lisans, 1976 yılında Yüksek Lisans derecelerini aldı yılında Imperial College dan Doktora derecesini alarak ODTÜ Makina Mühendisliği bölümünde öğretim üyeliği görevine başladı yılında Doçent ve 1989 yılında Profesör oldu. Rensselear Polytechnic Institute da triboloji konularında ziyaretçi öğretim üyesi olarak araştırmalar yaptı. ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümünde Makina Elemanları ve Triboloji konularında dersler vermekte mekanik sistemlerin tasarımı ve analizi, sürtünme konularında araştırmalar yapmaktadır. Hidrodinamik yağlama ve sürtünme konularında çok sayıda yayını vardır.

301 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN - 22 Sızdırmazlık Elemanlarında Karşılaşılan Problemler, Nedenleri ve Çözüm Önerileri M. BÜLEND DEMİRALP Kastaş Kauçuk San. ve Tic. A.Ş.

302 313 SIZDIRMAZLIK ELEMANLARINDA KARŞILAŞILAN PROBLEMLER, NEDENLERİ VE ÇÖZÜM ÖNERİLERİ Bülend DEMİRALP ÖZET Hidrolik silindirler, sızıntı problemleri nedeniyle ya da bakım amaçlı söküldüklerinde, kullanılan sızdırmazlık elemanları, yenileri ile değiştirilir. Ancak sorunlu olan bir elemanı yenisi ile değiştirmek her zaman kesin çözüm olmayabilir. Bu çalışmada özellikle hidrolik silindirlerde piston ve boğaz uygulamalarında kullanılan u-cup lar (nutringler) üzerindeki olumsuz etkiler incelenerek, problemin kaynağı hakkında yorum getirmek ve kalıcı çözümler bulmak hedeflenmiştir. GİRİŞ Hidrolik sistemlerde yaşanan sızdırmazlık problemleri, oldukça fazla sayılabilecek parametrenin etkisi sonucunda meydana gelmektedir. Bu nedenle bir sızdırmazlık elemanının sızıntı - kaçak problemini, her zaman o elemanı yenisi ile değiştirmek suretiyle çözemeyebiliriz. Doğru yaklaşım, elbette ki gerçek problemi yok etmek şeklinde olmalıdır. Sızdırmazlık elemanına etkiyen parametreleri görebiliriz. A) Sızdırmazlık Elemanlarını Etkileyen Faktörler 1 ) Akışkan Tipi a ) Uygun olamayan akışkan kullanımı b ) Oksidasyon c ) Yabancı partiküller d ) Yağ içinde hava 2 ) Yüksek Kayma Hız 3 ) Sistem Basıncı 4 ) Sıcaklık a ) Değişken basınç b ) Şok basınçlar c ) Yüksek basınçlar a ) Yüksek sıcaklık b ) Düşük sıcaklık

303 314 5 ) Yüzey Pürüzlülük Değerleri a ) Dinamik yüzeylerde uygun olmayan yüzey pürüzlülük değerleri b ) Statik yüzeylerde uygun olmayan yüzey pürüzlülük değerleri 6 ) Yanlış Dizayn Hidrolik silindirlerin, çalışma koşulları dikkate alınmadan uygun olmayan sızdırmazlık elemanları kombinasyonu yapılması. 7 ) Ölçü Hataları a ) Uygun olmayan keçe kanalı ölçüleri b ) Uygun olmayan piston kolu ölçüleri c ) Uygun olmayan silindir ölçüleri 8 ) Montaj Hataları a ) Uygun olmayan mekanda yapılan montajlar b ) Uygun olmayan montaj aparatları kullanımı 9 ) Sızdırmazlık Elemanları a ) Yanlış dizayn b ) Üretim hatası 10 ) Hidrolik Devre a ) Uygun olmayan bağlantı elemanları b ) Uygun olmayan tank hacmi 11 ) Depolama Şartları Sızdırmazlık elemanlarının uygun olmayan koşullarda depolanması a ) Nem ve sıcaklık b ) Kir c ) Işık ve ultraviyole ışınlar d ) Oksijen ve ozon etkisi e ) Deformasyon f ) Gres ve akışkanlarla irtibat g ) Metallerle irtibat Buradan da görüleceği gibi, sızdırmazlık elemanlarının çalışmalarını etkileyen faktörler oldukça fazladır. Bu faktörler nedeniyle, sızdırmazlık elemanlarında meydana gelen problemleri aşağıdaki gibi sınıflandırabiliriz. 1 ) Sızdırmazlık elemanı malzeme sertliğinin artması 2 ) Dinamik yüzeylerde aşınma meydana gelmesi 3 ) Sızdırmazlık elemanı malzemesinin bozulması 4 ) Kılcal kesikler 5 ) Kopma ve kırılmalar meydana gelmesi

304 315 B ) Sızdırmazlık Elemanlarında Karşılaşılan Problemler ve Çözümleri 1. Sertlik Problemi Bulgu : Kayma yüzeyinde sertleşme meydana gelmesi. Yüzeyde çatlama ve yüzey pürüzlülüğünün bozulduğu gözlemlenir. Elle esnetildiğinde kırılmalar meydana gelir. Sebep : Çözüm : Yüksek kayma hızı yada aşırı iç basınç meydana gelmesi nedeniyle oluşan yüksek ısı. a) Piston keçesi ise,teflon dizaynlı sızdırmazlık elemanı kullan. b) Boğaz keçesi ise, ön basınç ringi ile birlikte kullan. 2. Sertlik Problemi Bulgu : Keçenin tümünün sertleşmesi, sızdırmazlık dudaklarının kapanarak kalıcı deformasyona uğraması, elle esnetildiğinde çatlama-kırılma meydana gelir. Sebep : Çözüm : a) Sistem akışkanında yüksek ısı. b) Yağda meydana gelen olumsuzluklar. b.1) Keçe malzemesine göre uygun olmayan akışkan cinsi. b.2) Kullanılan akışkan yapısının bozulması oksidasyon meydana gelmesi. a) Akışkan ısısını düşürmek için önlem al (Soğutucu kullan). Mümkün değilse yüksek ısıya dayanımlı keçe malzemesi kullan. (viton gibi) b1) Kullanılan akışkan cinsine uygun keçe malzemesi seç. b2)kullanılan akışkanı yenile 3. Aşınma Bulgu : Kayma yüzeyinin ayna gibi pürüzsüz ve parlak bir durum alması. Sebep : Çözüm : Keçenin yetersiz yağlanması yada çok kısa strok nedeniyle. a) Piston keçesi ise,teflon dizaynlı sızdırmazlık elemanı kullan. b) Boğaz keçesi ise, ön basınç ringi ile birlikte kullan.

305 Aşınma Bulgu : Kayma yüzeyinde özellikle sızdırmazlık dudaklarında aşınma nedeniyle et kalınlığı ölçülerinin değişmesi (azalması). Özellikle bu aşınmanın çap boyunca tek taraflı olduğu gözlenir. Sebep : Çözüm : Piston kolu ile boğaz takozu arasında yada piston başı ile silindir arasında eksantriklik olması Meydana gelen eksenel kaçıklığın giderilmesi gerekir. 5. Aşınma Bulgu : Dinamik sızdırmazlık dudaklarında anormal aşınma meydana gelmesi. Bu aşınmanın silindirin çalışması sırasındaki maruz kaldığı radyal yük yönünde oluşması. Sebep : Çözüm : Kullanılan yataklama elemanının, çalışma anındaki aşırı radyal yük nedeniyle anormal aşınması. Kullanılan yataklama elemanını radyal yüke uygun bir malzeme seçerek değiştir. 6. Oyuklar - Kopmalar Bulgu : Sızdırmazlık dudağı bitiminde bölgesel kesik ve oyuklar gözlemlenir. Sebep : Çözüm : a) Depolanması sırasında bir çiviye asılması yada kabloyla bağlanarak asılması. b) Montaj sırasında uygun olmayan pahlar ve çapaklar. c) Yanlış montaj metodu. a) Stoklama metodunun düzeltilmesi. b) Silindir, boğaz takozu, piston başı gibi bölgelerde katalog değerlerine uygun pah kırılması ve çapak olmamasının sağlanması. c) uygun montaj aparatlarının seçilmesi.

306 Oyuklar - Kopmalar Bulgu : Kayma yüzeyinde kopmalar ve oyuklar Sebep : Çözüm : 8. Şişme Bulgu : a) Silindir iç yüzeyinde yada piston kolunda yüzey pürüzlülüğünün keçeye zarar verecek ölçüde bozulması. b) Çalışma anında yada montaj sırasında dönme hareketinin olması. c) Yabancı maddelerin sisteme girmesi. a) Montaj öncesinde tüm kayma yüzeylerini kontrol et. b) Dönmeyi engelle. c) Kullanılan akışkanı filtre yap, montaj sahasının temiz olmasını güvence altına al. Keçenin tamamında şişme, yumuşama,şekil bozukluğu gözlemlenir. Sebep : Çözüm : a) Kullanılan yağ ve keçe malzemesi birbirine uygun değil. b) silindir yada keçeyi temizlemek amacıyla uygun olmayan sıvı kullanımı. a) Kullanılan yağa (akışkana) uygun kauçuktan üretilmiş keçe kullan. b) Temizleme amaçlı kullanılan sıvıyı değiştir. c) Temizleme amaçlı kullanılan sıvıyı temizle ve sistem yapı ile yağla. 9. Keçe Malzemesinin Bozulması Bulgu : Küçük parçalar halinde kırılmalar ve keçe malzemesinin elastikliğinin azalması gözlenir. Sebep : Çözüm : a) Yüksek yağ sıcaklığı. b) Kullanılan yağ ve keçe malzemesi uygun değil. c) Kullanılan yağın bozulması. a) Yağ sıcaklığını kontrol altına almak için soğutucu kullan. Eğer sistemde soğutucu varsa, uygun çalışıp çalışmadığını kontrol et. b) Kullanılan yağa uygun keçe malzemesi seç. c) Yağı değiştir.

307 Küçük, Kılcal Kesikler Bulgu : Kayma yüzeyinde küçük kesikler gözlenir Sebep : Çözüm : a) Metal kayma yüzeylerindeki dış ortamdan gelen kir, partiküller gibi maddeler. b) Kullanılan yağ içerisinde yabancı maddelerin bulunması yada yağın oksidasyona uğraması. a) Tüm metal kayma yüzeylerini temizleyin. b) Kullanılan yağı değiştirin. 11. Kopmalar, Kırılmalar Bulgu : Dinamik sızdırmazlık dudaklarında, radyüslü biçimde oyuk-kopma gözlemlenir (Piston keçelerinde) Sebep : Çözüm : Yüksek arka basınç Arka basıncı meydana getiren nedenleri ortadan kaldırınız. 12. Kopmalar, Kırılmalar Bulgu : Sızdırmazlık dudaklarında bölgesel yanma, karbonize olmuş keçe malzemesi gözlenir. Sebep : Çözüm : Yağ içerisinde hava nedeniyle dizel efekt meydana gelmesi a) Yağ içerisinde hava bulunmasını sağlayacak nedenleri ortadan kaldır. b) Bağlantı elemanlarını kontrol et. c) Uygun miktarda yağ kullan. d) Yağı değiştir

308 Kopmalar, Kırılmalar Bulgu : Nutring havuzunda kırılma olduğu gözlenir. Sebep : Çözüm : a) Çok hızlı periyotta etkiyen şok basınç. b) Çok düşük sıcaklıkta iken silindiri çalıştırmak. a) Boğaz keçesi ise, ön basınç ringi kullan. b) Düşük sıcaklıklara dayanımlı kauçuk ile üretilmiş keçe kullan. c) Düşük sıcaklıkta sistemi basınçlandırmadan yağ sıcaklığını arttırmak amacıyla boşta çalıştır. d) Yağ tankında ısıtıcı kullan 14. Kopmalar, Kırılmalar Bulgu : Dinamik sızdırmazlık dudadğının tamamen kopması. Sebep : Çözüm : a) Keçe malzemesinin bozulması. b) Kullanılan yağın bozulması. a) Isı ve kullanılan yağa dayanımlı kauçuk ile üretilmiş keçe kullan. b) Yağı değiştir. 15. Kopmalar, Kırılmalar Bulgu : Çap boyunca bir veya iki noktada kırılma ve kopma meydana gelmesi. Sebep : Çözüm : a) Montaj anında nutringin dönmesi. b) Uygun olmayan montaj metodunun kullanılması. Uygun montaj aparatları ve yöntemi kullan.

309 Kopmalar, Kırılmalar Bulgu : Tüm yüzeylerde kırılmalar gözlemlenir. Sebep : Çözüm : Yanlış depolama şartları nedeniyle keçenin uzun süre güneş altında kalması yada uzun süre ozon etkisi altında kalması. Uygun depolama şartları sağla. 17. Kopmalar, Kırılmalar Bulgu : Kayma yüzeyinde kırılmalar ve uzama gözlemlenir. Sebep : Çözüm : a) Keçe arkasında kalan akma boşluğu çok fazla. b) Çok yüksek basınç. a) Akma boşluğunu azalt. b) Back-up ring kullan. c) Kullanılan back-up ring malzemesini yüksek basınca dayanımlı bir malzeme ile değiştir. d) Yüksek basınca dayanımlı keçe kullan. KAYNAKLAR [1] Kastaş Kauçuk A.Ş. Hidrolik Pnömatik Sızdırmazlık Elemanları Teknik Katalog (2000) [2] İndustrıal Technology (Guide to Hydraulic Sealing) [3] (Hydraulic Seal İnstallation) ÖZGEÇMİŞ Bülend DEMİRALP 1962 Isparta doğumludur. Ankara Gazi Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Makine Üretim Mühendisliği bölümü 1984 yılı mezunudur yılından bu yana Kastaş Kauçuk San. ve Tic. A.Ş. nde Teknik Müdür olarak görev yapmaktadır.

310 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ - 23 Endüstriyel Santrifuj Kompresör Ön Tasarımı O. CAHİT ERALP Orta Doğu Teknik Üniversitesi Mühendislik Fakültesi K.ATILGAN TOKER

311 323 ENDÜSTRİYEL SANTRİFUJ KOMPRESÖR ÖN TASARIMI O. Cahit ERALP K. Atılgan TOKER ÖZET Bu çalışmanın amacı endüstriyel ortamlarda kullanılmak üzere santrifuj kompresör ön tasarımı yapmaktır. Hazırlanan bilgisayar programı hızlı bir şekilde bütün seçenekleri tarayarak kullanıcıya uygun olan alternatifi bulmasını sağlar. Seçme işlemi sırasında deneyimli kullanıcılara mümkün olan bütün müdahale imkanını sağlarken, amatör kullanıcılar için kendi kararını optimizasyon yöntemleri kullanarak verir. Akış kütlesi miktarı ve sıkıştırma oranları bilinen bir sistem için, endüstriyel kompresörlerde olması gereken özellikler gözönüne alınarak maliyet hesabı gerçekleştirilir. Bir çok kritere göre maliyeti en düşük olan seçenek bulunur. Seçilen kompresörün performans tahmini yapılır. Bu performans tahmini sırasında eğer beğenilmeyen özellikler görülürse geriye dönerek gerekli düzeltmeler yapılır. Ön tasarımın son aşamasında kompresör geometrisi AutoCad ortamında üç boyutlu yüzeyler halinde tanımlanır. Bu geometri üretime hazırlama işlemlerinde ve sonlu elemanlar yöntemi kullanılarak yapılacak hesaplarda kullanılmaya hazır durumdadır. 1. GİRİŞ Sanayide kullanılmak üzere tasarlanan kompresörler yüksek verimli ve her türlü şart altında normal çalışmasını sürdürebilme kapasitesine sahip olmalıdır. Çok kademeli ve soğutmalı santrifuj kompresörler kullanmak en uygun alternatiflerden birisidir. Santrifuj kompresörler eksenel kompresörlerden daha yüksek basınç oranları sağlayabilirken, onlarla bu konuda yarışabilecek olan vidalı kompresörlerden daha yüksek akış miktarı sağlayarak öne geçer. İmalat ve bakım masrafları düşüktür. Her türlü çalışma şartında yüksek verimli ve güvenilir olarak çalışabilir. Santrifuj kompresörler üç ana kısımdan oluşur. Gaz girişinin sağlandığı bir giriş bölümü, kinetik enerjinin gaza eklendiği bir pervane ve kinetik enerjinin potansiyel enerjiye çevrildiği bir yayıcıdan (difüzörden) oluşur. Çok kademeli sistemlerde giriş kısmı çıkış kısmının devamı olarak özel tasarlanır. Eğer bu sistemlerde soğutma kullanılacaksa bu kısma eklenir. Eğer tek kademeli bir sistemse yayıcıdan sonra toplama haznesi bulunur. Bu hazne gazın istenilen yöne çevrilmesini sağlar. 2. ÖN TASARIM Ön tasarım aşamasında aerodinamik ve mekanik tasarım bir arada yapılacaktır. Burada kısaca bahsedilen metodlar Whitfield [1], Japikse [2], Stodola [3] Van Den Braembussche [4] ye ait makalelerde detaylı olarak anlatılmıştır. Kompresörleri oluşturan elemanlar, çeşitli girdiler verilerek tasarlanmıştır. Bu girdiler bir optimizasyon yöntemi sayesinde taranmış ve uygun olan seçenek bu sayede bulunmuştur.

312 324 Literatürde bulunan yöntemlerin birleştirilmesiyle oluşturulan ön tasarım algoritması içerisinde en büyük eksiklik mekanik tasarımın optimizasyon yöntemleriyle birlikte kullanılabilecek hale getirilmesinde yaşanmıştır. Stodola [3] ve Ray[6] bu konuda en faydalı olan kaynaklardır. Rotor gövdesi ortası boş disklerden oluşmuş varsayılır ve disklerin dönmeden kaynaklanan mukavemet hesapları literatürde mevcuttur. Kanatçıklar aynı şekilde küçük eksenel kanatçık parçalarına ayrılmıştır. Bu sayede yol boyunca gerçekleşen açısal momentum eklemeleri hesaplanarak kanatçık üzerindeki toplam bükme kuvvetleri bulunmuştur. Ayrıca elemanlar ağırlıklarından dolayı merkezkaç kuvvetlerine maruz kalmaktadırlar. Bulunan değerler ceza fonksiyonları vasıtasıyla kritik değerlerden uzak tutulmuşlardır. Rotor dışında diğer elemanlar üzerinde mukavemet hesapları yapılmamıştır. 3. EN İYİ SEÇENEĞİN BULUNMASI En iyi seçeneğin bulunması için optimizasyon yöntemlerinden faydalanılmıştır. Mühendislik uygulamalarında en hızlı çözüm getiren yöntemlerden bir tanesi olan Çok Yönlü Arama Algoritması kullanılmıştır. Bu algoritma [5] nolu referansta detaylı olarak anlatılmaktadır. Bu optimizasyon yönteminde her seçenek için bir maliyet hesabı yapılmaktadır. İstenmeyen özelliklerin oluşturduğu bu maliyet azaltıldıkça en iyi çözüme doğru ulaşılır. Lineer olmayan, çok değişkenli denklemlerin çözümünde kullanılan bu yöntem, mühendislik uygulamalarına kolayca adapte edilebilir. Dikkat edilmesi gereken iki husus vardır. Birincisi maliyetin nasıl belirleneceğidir. Maliyet cezalar ve amaçlar olarak iki sınıftan oluşur. Cezalar kesinlikle gerçekleşmemesi gereken durumları tanımlar. Arama sırasında böyle bir gerçekleşmesi durumunda maliyet ani bir artış gösterir ve algoritma bu noktadan uzaklaşmak zorunda kalır. Amaçlar ise arama boyunca yaklaşması istenen noktalardır. Bu noktalara yaklaşıldığı takdirde maliyet azalacaktır. Kompresör için ceza ve amaçların ve ayrıca amaçlar içerisinde ağırlığın neye verileceğinin belirlenmesi gereklidir. Örneğin giriş ve çıkışta ulaşılması istenen akış hızıları, sırasıyla M 1 =0.5 ve M 2 =0.9 olsun. Algoritma bu amaçların ikisine birden aynı anda ulaşamayacağı için ortalama bir noktada duracak ve mümkün olduğunca maliyetini düşürecektir. Eğer çıkış hızı daha önemli olduğu düşünülüyorsa bu amaca daha yüksek bir ağırlık vermek gerekir. Amaçlar ve cezalar kararlaştırılırken tasarımcının tecrübeleri ve istekleri önemli rol oynar. Bugüne kadar sabit herhangi bir kriter oluşturulmamıştır. İkinci dikkat edilmesi gereken husus istenen seçeneğe ulaşma sırasında gereken başlangıç noktasıdır. İstenen nokta önceden kestirilemeden verilecek bir başlangıç noktası çözümün pekte gerçekçi olmayan sonuçlara ulaşmasına yol açabilir. Bu amaçla daha önceden gerçekleştirilmiş olan başarılı tasarım başlangıç noktası olarak faydalı olacaktır. 4. PERFORMANS TAHMİNİ Tasarımı tamamlanan kompresör sisteminin performans tahmini, farklı çalışma koşullarında nasıl davranacağının tespit edilmesidir. Burada, hızlı ve verimli bir şekilde tasarım yapmak amacıyla, deneysel olarak tespit edilen kayıp mekanizmaları üst üste eklenmiş ve isentropik bir varsayım yerine gerçek koşullar simule edilmiştir[7]. Deneysel kayıp bağıntılarının her boy ve koşulda aynı başarıyı sağladığını söylemek mümkün değildir. Süphesiz bu bağıntılar tasarım koşullarında tasarımcı tarafından şekillendirilebilir. Bu deneysel olarak çalışabilen tasarımcılar için en ideal yöntemdir ve deneyde kazandıkları bilgi birikimi ile kurulacak olan bu modellerin doğruluğu sonlu eleman yöntemlerinden daha yüksek olacaktır.

313 325 Model giriş kayıplarının hesaplanması ile başlar. Daha sonra hareketli akış kanallarının arasını iki sanal bölgeye ayırır. Bölgelerden bir tanesinde isentropik akış varsayarken, bütün kayıpların diğer bölgede oluşturulduğunu kabul eder. Bu varsayım, çözümü mümkün kıldığı gibi, iki boyutlu etkiler düşünüldüğü zaman pek de gerçekdışı değildir. Yapılan deneylerde kanatçıkların kovaladığı yönde akış daha kararlı iken, kanatçıkları takip eden bölgede akış metal yüzeyleri takip etmede güçlük yaşar. Bu da kayıpların çoğunluğunun ikinci bölgede oluşmasına sebep olur. Kayıp modelleri şu şekilde sınıflandırılabilir: 1. Giriş kayıpları. Tasarım koşullarında akış kompresör rotoruna yumuşak bir giriş yapar. Fakat tasarım koşullarının dışındaki çalışma durumlarında rotor üzerinde gördüğü açı ile kendi akış yönündeki açı aynı olmayacağı için bir kayıp oluşur. 2. Sürtünme Kayıpları Metal yüzeylerle akış arasındaki kayma kuvvetlerinden oluşur Tasarım koşullarındaki kayıplar tasarım dışı koşullarda daha da artar. Kanalların etken uzunluklarına ve Reynolds sayısına bağlıdır. 3. Kanatçık Yükleme Kayıpları Bu kayıp akış kanallarının içerisindeki basınç farklarından oluşur. 4. Şok Kayıpları Rotoru terk eden gazların durağan yayıcı yüzeyleriyle yaptığı çarpışma sonucunda oluşan şok dalgalarından dolayı oluşan kayıplardır. Eğer kontrol edilmezlerse büyük kayıplara yol açar. Tasarım boyunca bu tür bir kaybın bütün çalışma koşullarında oluşmamasına dikkat edilmelidir. 5. Tolerans Kayıpları: Rotor ile dış gövde arasında bulunan toleranslardan geri kaçan gazların oluşturduğu kayıptır. Büyük kompresörlerde önemi azalırken, küçük kompresörlerde önemli bir faktör oluşturur. 6. Rotor Çıkışındaki Karışma Kayıpları: Farklı hızlarda rotoru terk eden gazlar serbest bir alan içerisinde karışırlar. Karışma sırasında oluşan enerji kayıpları, ani genleşme modelleriyle hesaplanabilir. Bu ve benzeri kayıp modelleri üst üste bindirilerek, her elemanın içinden geçen gazın çıkış özellikleri tanımlanır. Farklı akış hızlarında nasıl davranacağı hesaplanır ve performans grafikleri oluşturulur. Bu tahminlerin doğrulaması çalışmalarında ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümünde bulunan santrifuj kompresör deney düzenekleri kullanılmıştır. (Şekil 1.) Varılan sonuç bu tahmin yöntemlerinin kayıp bağıntılarına fazlasıyla bağımlı olduğudur. Bu yüzden tasarımı yapılan kompresör iyice incelenmeli ve kayıp bağıntılarına bu şekilde karar verilmelidir. [1], [2], [3], [4] Şekil 1 ve Şekil 2. karşılaştırıldığı takdirde, bilgisayarlı tahmin metodlarının kompresörün daha yüksek basınç oranlarında çalışması gerektiğini bulduğu görülmektedir. Bu da kayıpların tahmin edilenden fazla olduğunu göstermektedir. Burada deneysel ölçüm hataları ve rotor üzerindeki toleransların geniş olmasıdan dolayı deney sonuçlarının farklı olması doğal karşılanmıştır. 5. ÜÇ BOYUTLU ÇARK GEOMETRİSİNİN TANIMLAMASI 3 boyutlu geometrinin tanımlanması santrifuj kompresör elemanları için çok zor ve uzun zaman alan bir iştir. Fazlasıyla eğik yüzylerden oluşan parçaların sonlu eleman yöntemi ile analizine ve üretim amaçlarına hızlı cevap verebilmek amacıyla AutoCAD ve Visual Basic programları birlikte kullanılmıştır. Tasarımı tamamlanan kompresör sistemine ait tüm elemanlar otomatik olarak AutoCAD te üç boyutlu yüzeylere dönüştürülmektedir.

314 326 Şekil 1. ODTÜ akışkanlar laboratuvarındaki santrifuj kompresörün çalışma grafiği

315 327 Şekil 2. Şekil 1 de belirtilen kompressör için performans tahmin programının iki değişik yöntemle bulduğu sonuçlar

316 328 Şekil 3. AutoCAD ile çizimi yapılan kompresör çarkı Çark çiziminde ilk olarak meridyenel açıdan bakılarak iki boyutlu görüntü çizilir. Bu görüntü Bezier eğrileri kullanılarak elde edilir. Daha önceden hesaplanan noktalar baz alınarak, üçüncü dereceden eğriler çizilir. Kanatçık üzerinde üçüncü boyuta geçmeye sebep olan açılar bu meridyenel görüntü üzerine oturtulur. Başlangıç noktası eksende (0,0,0) noktasında iken, açılar yüzünden geri kalan kısımlar iki boyutlu yüzeyden ayrılır. Şekil 4. AutoCAD içinde oluşturulmuş santrifuj kompresör sistemi

317 329 Yayıcı tasarımında NACA65 kanat profilleri kullanılabilir. NACA bu profilleri x-y kordinat sisteminde doğrusal olarak tanımlar. Santrifuj kompresörlerde dairesel yerleşim için gerekli olan transformasyonlar Japikse tarafından verilmektedir [2]. Salyangoz tasarımında dikkat edilmesi gereken husus, yavaşlatılarak statik basıncı artırılmış olan akışın tekrar hızlanmasını önlemektir. Aksi durumda yayıcı boşa çıkmış olur. Düzenli bir yavaşlatma kanalların eksikliğinde kayıplara yol açacağı için salyangoz içinde akış alanının sabit tutulması veya bir miktar artırılması uygun olacaktır. Çok kademeli sistemler geri dönüş kanallarına ihtiyaç duyarlar. Bu kanallar aynı zamanda akışın açısal momentumunu doğrusal hale getirerek, ikinci kademe girişinde kayıpları azaltır. Burada NACA 65 profillerinden yararlanmak mümkündür. SONUÇ Ön tasarım sistemi olarak kullanıcının bütün ihtiyaçlarını karşılayan ICCSD isimli bir bilgisayar yazılımı hazırlanmıştır. Bu program optimizasyon yöntemi sayesinde kendi başına karar verebilme yeteneğine sahiptir. Programda deneyimli kullanıcıların programın her aşamasında müdahele etmelerine olanak sağlayan, karar verme algoritmaları vardır. Performans tahmin modülü tasarım aşamasında yapılan hataları belirleme konusunda başarılıdır. Kolay ve hızlı çalışmasının yanı sıra deneysel sonuçlara mümkün olabildiğince yaklaşabilir. Burada önemli olan husus kayıp mekanizmalarının doğru olarak girilmesinde yatmaktadır. Eğer istenirse tek bir sınıf kompresör için kolaylıkla kalibre edilebilir. Çizim modülü AutoCAD ile birlikte hızla üç boyutlu resimler oluşturmaktadır. Bu resimler sonlu eleman yöntemleri ile çalışmak isteyen kullanıcılar için ağ (mesh) girdi dosyalarını düz yazı formatında içermektedir. Gerekli değişiklikler yapıldıktan sonra bu resimler katı modelleme programlarına aktarılabilir ve buradan doğrudan üretim amaçlarında kullanılabilir. KAYNAKLAR [1] WHITFIELD A., BAINES N.C., Design of Radial Turbomachines., Longman Scientific &Technical, [2] JAPIKSE D., Centrifugal Compressor Design and Performance, Concepts ETI, [3] STODOLA A., Steam and Gas Turbines, McGraw Hill, [4] VAN DEN BRAEMBUSSCHE, R., Design and Optimization of Centrifugal Compressors., NATO ASI Series, 1985, Vol. 2, pg.829. [5] KELLY C. T., Iterative Methods for Optimisation in Applied Mathematics, SIAM [6] RAY G.S., SINHA B.K., MAJUMDAR S., Optimum Design of Radial-Flow Impellers., Proc. Instn. Mech. Engrs Vol. 203 pg [7] TOKER K.A., Design and Analysis of Industrial Centrifugal Compressors, Master Thesis, METU, [8] GALVAS M.R., Fortran Program for Predicting Off-design Performance of Centrifugal Compressors, Lewis Research Center and U.S. Army air Mobility R&D Laboratory

318 330 ÖZGEÇMİŞLER O. Cahit ERALP 1950 yılında Gelibolu'da doğdu 1971 yılında ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümü'nden Lisans, 1974 yılında yine aynı bölümden Yüksek Lisans derecelerini aldı yılında Cranfield Institute of Technology' den doktora derecesini aldı. Aynı yıl ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümü'ne dönen O. C. Eralp, 1984'te Doçent, 1990'da Profesör oldu. Uzmanlık ve araştırma konuları: Akışkanlar Mekaniği, Gaz Dinamiği, Doğal Gaz, Boru Hatları, Turbomakinalar ve Deneysel Tekniklerdir. Çok sayıda Endüstriyel Araştırma Projesinde Yönetici, Araştırmacı ve Danışman olarak çalıştı. O. C. Eralp, Gaz Dinamiği konusunda yurt dışında basılmış İngilizce bir kitap ile Doğal Gaz teknolojisi ile ilgili iki patent ve çok yayıda yayın sahibidir. K. Atılgan TOKER 1974 yılı Ankara doğumludur. İlk, orta ve lise tahsilini Bursa'da tamamlamıştır yılında ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümü'nden mezun olmuştur yılında ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümü'nü Yüksek Mühendis olarak bitirmiştir. Yüksek Lisans Öğrenimi boyunca yine aynı bölümde araştırma görevlisi olarak çalışmıştır.

319 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ - 24 Hava Dağıtım Sistemleri MURAT EMİL Atlas Copco A.Ş.

320 333 HAVA DAĞITIM SİSTEMLERİ Murat EMİL 1. DATA TOPLAMA Basınçlı hava sistemindeki ekipmanları seçmek ve hava dağıtımını dizayn etmeye başlamadan önce mümkün olduğunca çok data toplanmalıdır. Aşağıdaki gibi bir kontrol listesi hazırlamak bize yapılacak olan hesaplarda ve doğru karar vermede oldukça yardımcı olacaktır; - Deniz seviyesinden yükseklik - Yıllık ortalama barometrik basınç - Min./max barometrik basınç - Ortalama hava sıcaklığı - Min./max. hava sıcaklığı - Max. ıslak termometre sıcaklığı - Bağıl nem - Hakim rüzgar yönü - Havadaki toz yoğunluğu - Karbon monoksit, karbon dioksit, amonyak, klor gibi gazlar mevcut mu? Su soğutmalı makinalar kullanılacaksa, su kaynağı iyi araştırılmalı. Su örneği laboratuara analize gönderilmeli, aşındırıcı maddeler içeriyorsa önlem alınmalıdır. Bazı makina üreticileri bunların önemini bildikleri için ürettikleri makinaların hava ihtiyacını Nl/sn (normal l/sn) gibi belli standartlarda verirler. Kompresörden çıkan havanın normal gaz şartlarında kapladığı hacime normal hacim denir. Burada normal şartlardan kasıt bar mutlak basınç, 0 C sıcaklık ve %0 bağıl nemdir. Bu durumda yapılması gereken ihtiyaç duyulan kapasitenin fabrikanın bulunduğu yerin şartlarına göre yeniden hesaplanmasıdır. Buna ilişkin formül aşağıdaki gibidir; Qi = Qn x (273+Ti) x 1,013 Qi= serbest hava verimi (l/sn) 273 x Pi Qn= Nl/sn Ti= giriş sıcaklığı ( C) Pi= giriş basıncı (bar) Not: Bu formülde bağıl nem gözardı edilmiştir. 2. KOMPRESÖR ODASI 2.1. Yerleşimi Geniş hava dağıtım ağı bulunan sistemlerde, kullanılan boru uzunluğunu dolayısıyla basınç ve hava kayıplarını minimize etmek amacıyla, kompresörler hava ağının merkezine yakın bir yere yerleştirilmelidir. Ayrıca yerleşim planı basınç düşümlerine neden olabilecek her türlü bağlantı, dirsek, vana gibi elemanların kullanımını minimize etmelidir.

321 334 Kompresör odasını pompalar, soğutucular, fanlar, jenaratörler v.s. gibi yardımcı ekipmanların yanına kurmak servis ve bakım kolaylığı açısından avantajlı olabilir. Kompresör odası ağır ekipmanları (elektrik motoru gibi) kaldırma kapasitesine sahip forklift gibi araçların kolayca iş görebileceği şekilde tasarlanmalıdır. İleride kapasite artışları da düşünülerek ekstra kompresör için mutlaka yer ayrılmalıdır. Basınçlı hava merkezinin tabanında kompresör, nihai soğutucu, tank, kurutucular, filtreler gibi ekipmanlardan gelen yoğuşma suları için tahliye menfezleri olmalıdır. Ayrıca kompresörlerin yerleşeceği yerin keşfi yapılırken havada taşınan toz ve zararlı gazlara dikkat edilmeli. Bunları engellemek için hakim rüzgarlar dikkate alınmalı ve gerekiyorsa emiş menfezlerine filtreler konulmalıdır Havalandırmasına ait özellikler Bütün kompresörlerden yayılan ısı kompresör odasının ısınmasına neden olur. Kompresörlerin arıza yapmaması ve basınçlı hava üretirken daha fazla enerji harcamaması için bu sıcaklığın kompresör odasından atılması gereklidir. Odanın havalandırma kapasitesi kompresör adetine su veya hava soğutmalı oluşuna bağlıdır. Kompresör odasının sıcaklığının kabul edilir bir derecede tutulması için her kompresör üreticisi makinasının ihtiyaç duyduğu havalandırmaya ait bilgileri sağlamakla yükümlüdür. Yinede, bunu kısaca aşağıdaki gibi formüle edebiliriz; Pv = Qv Qv=ısı (kw) 1.25 x T Pv= istenen havalandırma debisi (m3/sn) T= müsade edilen ısı artışı ( C) Hava soğutmalı kompresörlerde, elektrik motorunun tükettiği enerjinin %100'üne yakın oranında enerjiyi havalandırma ısı olarak ihtiva eder. Su soğutmalı kompresörlerde bu oran %10 civarına kadar düşer. Bu problemi çözmenin bir verimli yolu da bu ısıyı enerji geri kazanımı ile tekrar kullanmaktır. Havalandırma kanalının emiş ağzı mümkünse kuzeye bakmalıdır yada en azından gölgede olmalıdırki yazları mümkün olduğunca serin hava emilsin. Havalandırma fan(lar)ı emiş menfezlerinin tam karşısındaki duvarın en üstüne yerleştirilmelidir. Emişdeki hava hızı 4m/sn yi geçmemelidir. Termostat kontrollü fanlar da günümüzde kullanılmaktadır. Ne şekilde olursa olsun kompresör odasındaki sıcaklık artışını 7-10 C tutan havalandırma sistemi oldukça tatmin edicidir. Aşağıda değişik tiplerde havalandırma çözümleri bulabilirsiniz: 1

322 335 Giriş havası sıcaklığına göre tasarruf edeceğimiz enerji miktarlarını gösteren tablo aşağıdadır: GİRİŞ HAVASI SICAKLIĞI C C SICAKLIKTA 1000 M³ DEBİ İÇİN GEREKLİ HAVA HACMİ (M³) C SICAKLIĞA GÖRE %kw TASARRUF VEYA FAZLA TÜKETİM -%7.5 -%5.7 -%3.8 -% %1.9 +%3.8 +%5.7 +%7.5 +% Kompresörler aynı odada mı toplanmalı yoksa kullanım merkezlerine mi dağıtılmalı? Avantajları ve dezavantajları Basınçlı hava ihtiyacını bir büyük veya birkaç küçük kompresörle karşılamaya karar verilmesini etkileyen birkaç etken vardır. Örneğin; üretim duruşundan kaynaklanan giderler, uygun elektrik kaynağı, hava tüketim değişiklikleri, basınçlı hava sisteminin maliyeti, yeterli yer olması v.s. Buna karar verdikten sonra bu kompresörleri ihtiyaç noktalarına dağıtmaya veya tek merkezde toplamaya karar vermeliyiz. Merkezi sistem kompresör yerleşimi Kompresörleri bir merkezde toplama en çok rastlanan sistemdir. Hem kuruluş maliyeti daha düşüktür, hem de kompresörlerin kontrolü daha kolaydır. Kompresörlerin beraber çalışmasına olanak verecek şekilde regülasyon ayarlarını yapmak mümkün olacaktır. Bu şekilde değişik kapasitelerdeki birkaç kompresörü kontrol ederek verimliliği arttırmak mümkün olacaktır, bu da enerjiden tasarruf edilmesine olanak sağlayacaktır. Bir büyük kompresör hava tüketimindeki geniş aralıklı dalgalanmaları, verimliliğini koruyarak, karşılaması oldukça zor olacaktır. Örneğin hafta sonları veya gece vardiyasında kullanmak üzere büyük kompresöre genellikle küçük bir kompresör ilave edilir. Böylece basıncı yeterli seviyede tutuğu müddetçe küçük kompresör ihtiyacı karşılar. Ayrıca dikkate alınması gereken diğer bir faktörde büyük bir elektrik motorunun kalkındığı anda çektiği akımın da aynı derecede büyük olacağıdır. Kompresörleri bir merkezde toplamak bize servis ve bakım kolaylığı sağlayacağı gibi havalandırması da kolay ve ucuz olacaktır. Servis işçilik zamanı düşecektir. Ayrıca gelişen kapasiteler için yer ayırma olanağı da sunacaktır. İstenilen hava kalitesini sağlamak için kullanılacak olan filtre, hava kurutucusu gibi ekipmanların yerleştirilmesi ve maliyeti merkezi sistemlerde daha elverişlidir. Merkezi sistemler ehil olmayan müdahalelere ve ses seviyelerini kontrolde tutmaya karşı oldukça uygundur. Dağınık kompresör yerleşimi Dağınık kompresörlerin oluşturduğu sistem genelde küçük ve basit bir basınçlı hava sistemidir.

323 336 Bu sistemde yedekli çalışmak zor olduğundan bakım kolaylığından bahsedemeyiz. Ayrıca kompresörlerin birbirleriyle bağlantılı regülasyon ayarlarını yapmak oldukça zordur. Dağınık kompresör sistemi aşağıda ki uygulamalarda kullanılabilir; - Eğer kullanılan makinalar bünyelerinde kendi kompresörlerini ihtiva ediyorsa, - Kullanılan bir/birkaç makina ani ve büyük hava piklerine sahipse, (eğer bu pikleri kullanım noktalarına yerleştirilecek hava tanklarıyla çözemeyeceksek, bu yola başvurabiliriz.) - Bir işletmede değişik makinalar değişik basınçlara gerek duyuyorsa, - Sıcak hava tercih edilen uygulamalarda, ör: demirhaneler. - Malzeme nakli hava ile yapılıyorsa, Bunların yanı sıra dağınık sistemin bazı avantajları da mevcuttur. Bunlar; hatlarda ki basınç düşürücü dirsek, vana gibi ekipmanların çok az kullanılması dolayısıyla enerji tasarrufu sağlaması ve uzun hava hatlarında oluşacak hava kaçaklarının en aza inmesi olarak sıralanabilir. Yukarıda ki durumların haricinde genelde tercih edilen merkezi sistemdir. 3. BASINÇLI HAVA HATTI 3.1. Basınç düşümleri ve boru çapları Bir basınçlı hava dağıtım sisteminin güvenilir ve ekonomi sağlaması için üç şart vardır: tüketim noktası ve kompresör arasında minimum basınç düşümü, minimum hava kaçağı, kurutucu mevcut değilse mümkün olan en uygun yoğuşma suyu alan drenaj sistemi. İlk başta büyük seçilen boru ve bağlantı elemanlarının maliyeti, işletme büyüyünce yeniden kurulacak hava hattına nazaran daha ucuz olacaktır. Müsade edilecek olan basınç düşümü belirlenirken kullanılan pnömatik cihazların performansının kullanılan mutlak basıncın, çıkış mutlak basıncına bölümünün karesiyle yaklaşık olarak orantılı olduğu hesaba katılmalıdır. Eğer hatta 6 bar basınç görmek istiyorsak, 0.5 bar lık basınç düşümü bize verim kaybı olarak; 1-(6.5/7)²=0.137,7 veya 13.8% bir orana neden olacaktır. Her 0.1 bar lık basınç düşümüne karşılık, alet performansları 2.5% düşmektedir. Bu nedenle tüketimin en uzak noktası ile kompresör arasındaki mesafede borularda ki basınç düşümü en fazla 0.1 bar olacak şekilde hava hattı dizayn edilmeli ve ölçülendirilmelidir. Bununla beraber 0.1 bar basınç düşümü 5 bar lık hatta 7 bar lık hatta nazaran daha fazla enerji kaybına neden olmaktadır. Dolayısıyla müsaade edilen basınç düşümünü çalışma basıncının 1.5% inden az olacak şekilde belirlenmesi daha gerçekçi olacaktır. Ayrıca boru hatlarında ki basınç düşümlerini aşağıda tutmak için basınçlı hava geçiş hızı 6-10 m/sn arasında olmalıdır. Belli bir basınç düşümü için müsaade edilen en uzun boru hattı uzunluğu aşağıdaki deneyimsel formülle hesaplanabilir:

324 337 I = p x d 5 x p I =toplam boru uzunluğu(m) 450 x Q 1.85 p =hatta müsaade edilen max. basınç düşümü(bar) p =mutlak giriş basıncı(bar) Q =hava debisi (l/sn) d =boru iç çapı(mm) Basınç düşümlerini hesaplarken çabuk seçim tablolarından da faydalanabiliriz. Bunlardan bir tanesi aşağıda ki gibi bize hatlarda kullanılan bazı bağlantı elemanlarının karşılık geldiği boru uzunluğunu gösteren tablodur; Karşılık gelen boru uzunluğu (m) Elemanlar Boru iç çapı (d=mm) Küresel vana Diyagram vana dirsek R=2d dirsek R=d dirsek T bağlantı Çap düşürücü 2d d d=boru iç çapı R=boru merkezi ile açı merkezi arasındaki mesafe Daha sonra basınç düşüm diagramına geçebiliriz. Bunu bir örnekle açıklayacak olursak; ÖRNEK: 7 bar(g) çalışma basıncında 100 l/sn havayı 200m mesafeye 0.5 bar basınç kaybı ile taşıyabilmek için kullanılması gereken boru çapı ne olmalıdır? Önce 7 bar ve 100l/sn noktalarından doğrular çıkarak kesişen noktayı eğimli çizgilere paralel olarak yukarı çıkarırız. Bu noktayı daha sonra 200m boru mesafesi noktasından indiğimiz çizgi ile kesiştirip, bu noktayı da 0.5 bar basınç düşümünden yukarı dik çıktığımız kesik doğru ile kesiştiririz. Bulduğumuz noktanın(sarı nokta) değerini diyagramda sağ skaladan okuduğumuzda bulmamız gereken boru iç çapına ulaşırız. Bu da örneğimizde 40 mm dir.

325 338 Boru uzunluğu (m) Hava akımı (serbest hava) Boru iç çapı (mm) 3.2. Hava deposu seçimi Borudaki basınç düşüşü (bar) Efektiv sıkıştırılmış hava basıncı (bar) Hava deposunun görevi basınçlı havayı depolamaktır. Bununla beraber bazı yan görevleride üstlenir, bunlar; 1. Soğutma yüzeyi sağlayıp, yoğuşma tankı gibi görev yapar 2. Basıncı stabil tutar 3. Ani hava ihtiyaçlarını karşılar Hava deposunu seçerken aşağıda ki formülden yararlanabiliriz: V= 0.25 x Q x p1 x T0 V= tank hacmi (l) fmax x (pu-pl) x T1 Q=kompresör kapasitesi (l/sn) p1=kompresör giriş basıncı (bar(mutlak)) T1=kompresör giriş sıcaklığı (K) T0=hava deposu sıcaklığı (K) pu-pl= boş-yük basınç ayarı farkı fmax= max.frekans 1 çevrim/30sn (Bu değer belli bir marka kompresör için geçerlidir. Diğer üreticilerin değerleri farklı olabilir.)

326 339 bu formülü bir örnekle destekleyecek olursak; Q=584 l/sn p1=1 bar(deniz seviyesi) pu-pl=0.8 bar T1=T0=20 C fmax=1/30 V=0.25 x 584 x 1 x (273+20) 1/30 x 0.8 x (273+20) = 5475 l bulunur. Bu formülü basitleştirecek olursak; mutlak basıncı 1 bar, sıcaklığı 20 C ve frekansı 30sn kabul ettiğimizi düşünelim. Bu durumda formülümüz aşağıdaki gibi olacaktır: V = Q V=tank hacmi (m³) 8 x Δp Q=kompresör kapasitesi (m³/dak.) Δp= boş-yük regülasyon farkı (bar) Birkaç kompresörün bulunduğu sistemlerde hava tankının hacmini hesaplarken en büyük kompresörün kapasitesi esas alınmalıdır. Eğer işletmede kısa aralıklarla ani ve büyük miktarda hava tüketimleri oluyorsa bu formüller pek geçerli değildir. Bu durumda ani hava tüketiminin olduğu yere ayrı bir tank konulmalıdır Basınçlı hava hattı dizaynı Hava hattı kompresörü tanka, kurutucuya ve filtrelere bağlayan boru ile başlar. Buradaki boru çapı en az kompresörün çıkış çapı kadar olmalıdır. Ayrıca bütün bağlantılar mümkün olduğunca kısa ve düz olmalıdır. Daha sonra bu bağlantılar ana hat ile birleştirilmelidir. Ana dağıtım hattı hava akış yönünde yaklaşık 1/200 oranında aşağı eğimli olmalıdır. Hattın en alçak noktalarına ve mümkünse ana hattın her m sinde yoğuşma suyunu tahliye edecek musluklar konulmalıdır. Bütün bağlantılar aşağıda görüldüğü gibi hatların üstlerinden yapılmalıdır. Böylece ana hattaki toz, yağ ve sudan oluşan istenmeyen muhteviyatın tali hatlara taşınması önemli ölçüde engellenir.

327 340 Tali hatlar kullanım noktasına en yakın yerden geçmelidir. Böylece uzun ve dar tali hatların neden olduğu basınç düşümü en aza inmiş olur, ayrıca gereğinden uzun bağlantı hortumu kullanılmamış olur. Genelde hava hattı dizaynında ki en iyi çözüm ring yapan ana boru hatlarının kullanılmasıdır. Basınçlı hava merkezi ring hattının ortalarında bir yere kurulmalıdır. Ring hattı aynı zamanda bir hava deposu görevi de görmektedir. Ring yapan bir hava hattında her kullanım noktasında aynı basıncı olacaktır. Ayrıca aralıklı yüksek hava kullanımlarında hattı her iki yönden görmeniz mümkün besleyerek basınçlı hava kaynağı vazifesi görür. Merkezi boru hava hatları ise hava tüketiminin bazı noktalarının çok uzak olması durumunda kullanılan bir sistemdir. Ayrı bir ana boru hattı bu noktalara kadar döşenebilir. Aşağıda ring hava hattı ve merkezi boru hava hattına ait konfigürasyonlar gösterilmiştir. Merkezi boru hattı konfigürasyonu 3.4. Hava kaçakları ve hesaplanması Ring hava hattı konfigürasyonu Basınçlı hava sistemindeki kaçakların önlenmesi enerji tasarrufu için önemli bir fırsattır.

328 341 Kaçaklar çoğunlukla emniyet valfleri, boru ve hortum bağlantı yerleri kesici valfler, yol verme kaplinleri ve pnömatik aletlerde meydana gelir. Pek çok durumda kaçaklar, uygun olmayan tesisattan ziyade yetersiz bakımdan kaynaklanır. Eğer söz konusu kaçakların nasıl bir güç israfına neden olduğu bilinirse, yapılacak sızdırmazlık çalışmalarıyla bu kaçakları enerji tasarrufu olarak kolaylıkla geri kazanabiliriz. Kaçakları tespit etmek için hava ile çalışan tüm ekipmanlar durdurulur. Sistem tam hat basıncına ulaşıncaya kadar kompresör çalıştırılır. Kompresör yüksüz hale geçince saat not edilir. Hava kaçakları nedeni ile sistem basıncı düşecektir. Bu nedenle kompresör tekrar kalkınacaktır ve tam yükte çalışmaya tekrar başladığı saat tekrar not edilir. Aradaki zaman farkı tespit edilir. Kompresörün yüklü ve yüksüz çalışma saatleri en azından birkaç defa kaydedilir. Daha sonra da aşağıdaki formül yardımıyla hatlarda ki kaçak miktarı bulunur: L= Q x T T=yükte çalışma süresi(sn) (T + t) t=yüksüz çalışma süresi(sn) Q=kompresör kapasitesi(l/sn) L=toplam kaçak miktarı(l/sn) İsraf edilen güç = L kw olarak bulunur. 3 Aşağıda ki tablolarda çeşitli delik çaplarına ve hava basınçlarına göre hava kaçaklarını görebilirsiniz: Farklı çalışma basınçlarında, belirli çaptaki nozuldan geçebilecek hava akışı (m 3 /dak) Çalışma basıncı Nozul çapı ,1 0, , , , , , , , , , , , ,2 0, , , , , , , , , , , ,0111 0,3 0, , , , , , , , , ,0130 0,0170 0,0251 0,5 0, , ,0113 0,0135 0,0158 0,0180 0,0203 0,0248 0,0292 0,0360 0,0472 0,0696 1,0 0,0272 0,0362 0,0452 0,0541 0,0631 0,0721 0,0811 0,099 0,117 0,144 0,188 0,279 1,5 0,0613 0,0815 0,102 0,122 0,142 0,162 0,183 0,223 0,263 0,323 0,425 0,627 2,0 0,109 0,145 0,181 0,217 0,252 0,288 0,324 0,396 0,468 0,575 0,755 1,11 3,0 0,245 0,326 0,406 0,487 0,568 0,649 0,730 0,891 1,05 1,30 1,70 2,51 4,0 0,436 0,579 0,723 0,865 1,01 1,15 1,30 1,585 1,87 2,30 3,02 4,45 5,0 0,681 0,905 1,13 1,35 1,58 1,80 2,03 2,48 2,93 3,60 4,72 6,96 6,0 0,981 1,304 1,63 1,95 2,27 2,60 2,92 3,57 4,22 5,18 6,8 10,0 8,0 1,75 2,32 2,89 3,46 4,04 4,62 5,19 6,34 7,50 9,2 12,1 17,8 10,0 2,72 3,62 4,52 5,41 6,31 7,21 8,11 9,9 11,7 14,4 18,8 27,9 12,0 3,92 5,22 6,50 7,78 9,09 10,4 11,68 14,3 16,9 20,7 27,2 40,1 15,0 6,13 8,15 10,2 12,2 14,2 16,2 18,25 22,3 26,3 32,3 42,5 62,7 20,0 10,9 14,5 18,1 21,7 25,2 28,8 32,4 39,6 46,8 57,5 75, ,0 17,0 22,6 28,2 33,8 39,5 45,0 50,7 61,9 73, ,0 24,5 32,6 40,6 48,7 56,8 64,9 73,0 89, ,0 33,4 44,4 55,3 66,3 77,3 88,3 99, ,0 43,6 57,9 72,3 86, ,0 55,2 73,3 91, ,0 68,1 90, ,0 82,4 109, ,0 98,1 130,4

329 342 Kaçaklar yüzünden kaybedilen sadece hava değil aynı zamanda boşa ödenmiş enerjidir. Bunu aşağıda başka bir tablo ile açıklarsak ne kadar ciddi rakamlardan bahsedildiği ortaya çıkacaktır: Delik çapı (mm) 6 bar da hava kaçağı (lt/sn) Sıkıştırma için güç harcaması (kwh) Kaçağın yıllık* maliyeti (DEM) , , ,362 *Bir yıl 365 gün x 24 saat ve 1kWh=0.15 DEM (Alman Markı) kabul edilmiştir. Basit bir iş olan sızdırmazlığın sağlanmasıyla hava kaçakları nedeniyle israf edilen enerji kolayca geri kazanılabilir. Hava kaçaklarının tespitinde 4 ayrı metod kullanılır; a. Branşman yalıtımı Hava kaçağı olup olmadığının anlaşılması için basınçlı hava hattı branşmanları teker teker incelemeye alınmalıdır. Bu sırada branşmanda hava kullanan tüm elemanların kapalı olmasına dikkat edilmelidir. Bir basınç ölçer branşman üzerinde bir drenaj noktası, vana veya kullanıcı nokta gibi uygun bir yere bağlanarak branşman basıncı ölçülür. Bundan sonra branşman ana dağıtım hattından vana v.b. ile ayrılır. Basınç ölçer branşmanda herhangi bir hava kaçağı olup olmadığını basınç düşmesi şeklinde ortaya koyar. Eğer basınç çok hızlı bir şekilde düşme gösteriyorsa bu ciddi bir hava kaçağı olduğunun işaretidir. b. Sabun köpüğü ve elle kontrol Sabun köpüğü bağlantı yerlerine ve valflere uygulanır. Bu işlem küçük miktardaki kaçakların tespiti için uygundur. Bununla birlikte büyük kaçaklar için bağlantı yerleri elle kontrol edilerek veya hava kaçaklarının neden olduğu sesin dinlenmesi suretiyle bulunabilir. c. Parfüm kullanılması Kuvvetli kokan bir parfüm kompresörün hava girişine yerleştirilir. Parfüm belirgin bir kokuya sahip olduğundan hava kaçağının oluştuğu yerlerdeki hava sisteminin etrafındaki noktalarda kolaylıkla fark edilir. Kullanılan parfüm toksik ve aşındırıcı olmamalıdır. d. Ultrasonik dedektör kullanılması Ultrasonik dedektör hafifçe daha az güvenilir olmakla birlikte oldukça hızlı test etme olanağına sahiptir. Dedektör küçük bir delikten sızan havanın neden olduğu ses dalgalarını toplar. Bu ses dalgalarını yükselterek duyulabilir ses haline dönüştürür. Alet 0.25mm 2.5mm çapındaki deliklerden sızan havayı 1 ile 3 m lik mesafeden tespit edebilir Basınçlı hava tesisatının püf noktaları Basınçlı hava hattının boruları her yönden ulaşılabilinecek şekilde kurulmalıdır. Boru tesisatını yerin altında kanalların içine döşemek bakım ve tamir zorluğu açısından sakıncalıdır. Hava kaçağı tespiti ve yoğuşma suyunun tahliyesi zor olur. Basınçlı hava hattının ana boruları kullanım noktalarına doğru 1%-2% eğimli olmalıdır. Böylece hatlarda yoğuşan suyun daha önceden konulmuş drenaj noktalarından alınılmasına olanak verilir. Her ne kadar bazıları iyi seçilmiş hava kurutucuları ve filtre sistemi sayesinde eğimli hava hattına gereksiz gözüyle baksa da, bu işin maliyeti çok ucuzdur ve kurutucuların herhangi bir arıza durumunda ilave bir koruyucu görevi görür.

330 343 Boruların kavisleri türbülansı engellemek için mümkün olduğunca geniş açılı olmalıdır. Kavisler dirsek kaplinlere nazaran daha çok tercih edilmelidir çünkü türbülansı ve basınç düşümlerini minimuma indirirler. Bir hava hattından alınacak olan tali hatlar veya kullanıcı hatları mutlaka açık dirsek ile alınmalıdır. Yoğuşma suyunu alacak olan drenaj noktaları hava hattının en alçak kısımlarına konulmalıdır. Hatlarda kullanılan bağlantıların by-pass atılmasına müsaade edecek şekilde seçilmesi tavsiye edilir. Böylece bir bakım veya arıza durumunda üretimi durdurmadan gerekli işlemler yapılabilir. Yeterli miktarda kelepçelerle ve tavalarla hava hattı düz olacak şekilde desteklenmeli, böylece hattın bel vermesi ve vibrasyondan dolayı kaplin bağlantılarının zarar görmesi engellenmelidir. Aşağıdaki mesafeler çelik borudan kurulu basınçlı hava hattının destek noktaları arasında olması gereken mesafeleri göstermektedir: Boru çapı (mm) Destek mesafesi (m) Boruların sıcaklıktan dolayı (eğer kurutucu veya benzeri sistemler kullanılmıyorsa) genleşmeleride göz ardı edilmemelidir. 100 C lik bir sıcaklık artışında 1 m çelik boru 1.2 mm genleşir. Böyle durumlarda bu genleşmeleri yumuşatacak veya absorve edecek bağlantılar kullanılmalıdır. Basınçlı hava hattı genel revizyonlarda veya herhangi bir acil durumda kullanılmak üzere mutlaka yedek bir kompresörle desteklenmelidir. KAYNAKLAR [1] Compressed Air Manual, ATLAS COPCO [2] Compressor İnstallation Manual, ATLAS COPCO [3] Compressed air manual, prepared by NIFES consulting group, UK [4] Compressed air, energy conservation booklet 8 ÖZGEÇMİŞ Murat EMİL 1969 İzmir doğumlu olan Murat Emil, Bornova Anadolu Lisesinden mezun olduktan sonra, Dokuz Eylül Üniversitesinde Endüstri mühendisliği eğitimi almıştır. Lisans eğitiminden sonra gittiği Viyana Teknik Üniversitesinde hem Almanca eğitimini tamamlamış hem de bitirme tezi olan MRPII üzerine çalışmalarda bulunmuştur. İş hayatına TEBA şirketler grubunda, Isıtma Soğutma Klima departmanı ihracat satış mühendisi olarak başlayan Murat Emil, 1996 dan beri ATLAS COPCO İzmir Bölgesi Satış Mühendisi olarak çalışmaktadır.

331 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 25 Traktörlerde Hidrostatik Direksiyon Sistemi Tasarımı CÜNEYT DAĞDEVİREN ALİ KULLUKÇU Uzel Makina San. A.Ş.

332 347 TRAKTÖRLERDE HİDROSTATİK DİREKSİYON SİSTEMİ TASARIMI Cüneyt DAĞDEVİREN Ali KULLUKÇU ÖZET Bu çalışma çerçevesinde traktörde Ackerman Dönme Geometrisi kriterine bağlı olarak direksiyon mekanizması ve buna ait hidrostatik tahrik sisteminin ve yardımcı hidrolik sistemin tasarımı, direksiyon uzuvlarının sonlu elemanlar yöntemi kullanılarak mukavemet analizlerinin yapılması, prototip imalatı, şartnamelere uygun olarak kurulan hidrolik bir düzenek yardımıyla test edilmesi ve seri imalatı konularında gerçekleştirilen uygulamaların özeti sunulmaktadır. Traktörlerin ön iz genişlikleri ayar edilebilir olmalıdır.bu, ayarlı rot kollarıyla sağlanmaktadır.rot kollarının her pozisyonu için değişik bir mekanizma oluştuğundan her iz genişliği için emniyet parametresi de göz önünde bulundurularak mekanizmanın kinematik analizi yapılmalı ve sağlıklı dönüş için yukarıda bahsedilen dönme geometrisi kriterine bağlı kalınmalıdır. Şartnamelerde yer alan direksiyon simidi dönme sayısının da göz önünde bulundurulduğu bu çalışma sonunda kullanılacak, direksiyon ünitesi (orbitrol), direksiyon silindiri, direksiyon pompası gibi hidrolik ekipmanların da büyüklükleri ortaya çıkmaktadır. Test çalışmaları kapsamında, traktörün direksiyon sisteminin ve ön aksının en fazla zorlandığı durum olan ön yükleyici ile yapılan çalışmalara ilaveten direksiyon mekanizmasının her sapma açısında, değişen kinematik pozisyona rağmen aynı basınç değerinde zorlanmasını sağlayacak şekilde tasarlanan bir hidrolik düzenek oluşturulmuştur. GİRİŞ Hidrostatik direksiyon sistemleri, direksiyon simidi ile direksiyon tekerleklerinin doğru yönlendirilmesini sağlayan direksiyon mekanizması arasında mekanik bağlantının olmadığı tamamen hidrolik tahrikli dümenleme sistemleridir. Traktör direksiyon sistemlerinin gelişim süreci içinde, 1910 lu yıllardan başlayarak tamamen mekanik tahrikli direskiyon sistemlerinden, 1950 ve 60 lı yılllarda hidrolik yardımcılı direksiyon sistemlerine ve günümüzde hidrostatik tahrikli direksiyon sistemlerine geçilmiştir. Bu gelişim, elektro hidrolik ve tamamen elektrikli dümenleme kontrolüne doğru ilerlemektedir. Hidrostatik direksiyon sistemi temel olarak, genelde motordan tahrikli bir direksiyon pompası, direksiyon simidine akuple bir direksiyon valfi ve üzerinde direksiyon aktüatörünün (genelde hidrolik silindir ya da silindirler) de yer aldığı direksiyon mekanizmasından oluşur. Yağ rezervuarı olarak, kendinden tanklı bir pompanın tankı ya da traktörün merkez gövdesi diğer hidrolik devrelerle ortak tank olarak kullanılabilir (Şekil-1). Bunalara ilaveten traktörün hidrolik sistem kuruluşuna bağlı olarak, yüke duyarlı direksiyon valfleri, öncelik valfi, akış güçlendiriciler kullanılabilir. Bu bildiri de, uygulaması yapılmış olan, motordan hareketli kendi bağımsız pompasına haiz ve dolayısıyla öncelik ya da yüke duyarlılığı gerektirmeyen, açık merkezli reaksiyonsuz bir direksiyon valfinin kullanıldığı ve ortadan çift etkili ve çift rodlu tek silindirli ön aksa sahip direksiyon sistemi referans alınacaktır (Şekil.1).

333 348 Hidrostatik direksiyon sistemlerinin diğer sistemlere göre en genel anlamda en önemli iki avantajından bahsedilebilir [1]. Traktöre adapte edilmesindeki kolaylık, Düşük maliyet. Bunların dışında, bu sistemlerin, direksiyon kontrolu sırasında büyük kas kuvveti gerektirmemeleri de özellikle ön yükleyici gibi traktörün tarımsal amaç dışında kullanıldığı ve çok sık manevra gerektiren uygulamalarda önemli bir avantaj olmaktadır. Direksiyon Simidi Direksiyon Valfi Pompa Direksiyon Silindiri Şekil 1. Genel olarak hidrostatik direksiyon sistemi elemanları TASARIM KRİTERLERİ Lastik tekerlekli traktörlerde ön aks düzeni için geçerli olan geometrik büyüklükler ve bunların aracın dönüş karakterine etkileri, motorlu taşıtlardakine benzer. Motorlu taşıtlarda olduğu gibi traktörler de dönüş sırasında Ackermann geometrisi de denilen ideal dönüş geometrisini sağlamalıdırlar. Yani dönemece giren bir traktörün dümenleme aksında (bizim için ön aks) dönemeç içinde kalan tekerlek (iç teker), dış tekerlekten daha küçük bir daire üzerinde yuvarlanacaktır. Dolayısıyla, idealde tekerlek düzlemlerinin dönüş dairelerine teğet oldukları düşünülürse, herhangi bir dönme yarıçapı için iç tekerin, dış tekerden daha fazla sapması gerekecektir (Şekil.2). Aksi halde direksiyon sisteminde istenmeyen kuvvet ve momentler ile fazla lastik aşınmaları oluşacaktır.

334 349 Şekil 2. Traktör dönüş geometrisi İç ve dış tekerlekler arsındaki ideal açısal sapma ilişkisi şöyledir (Şekil.2): tan δi =L / x (1) tan δo=l / (x + t) (2) t / L=(1 / tan δo) - (1 / tan δi) (3) δ = δoa - δo (4) δi : iç teker sapma açısı δo : gerçek dış teker sapması δoa : ideal dış teker sapması (aracın iz genişliği ve aks aralığına bağlı Ackermann koşulu) δ : direksiyon hatası. Buradan iç ve dış teker arasındaki açısal ilişkinin, iz genişliğinin (t) aks aralığına (L) oranına bağlı olduğu görülmektedir. Sağlıklı bir dönüş için bu ideal açıların gerçekleşmesi, tam olarak olmasa da, araçtan beklenen manevra cevabına göre belirlenen bir yaklaşıklıkla, iki tekerlek arasına kurulan mekanizmalar yardımıyla sağlanır (direksiyon mekanizmaları). Direksiyon mekanizması daha önce de söylendiği gibi, Ackermann koşulundan fazla uzaklaşmayacak şekilde iç tekeri, dış tekerden daha fazla saptırmalıdır. Dolayısıyla mekanizmayı oluşturan rod kollarının boyları ve uzaysal konumları önemlidir. Uygulama yapılan traktörün ön aks bölgesindeki hacimsel sınırlamalar da göz önüne alınarak, daha önce de bahsedildiği gibi ortadan tek silindirli, önden direksiyon kolu konfigürasyonuna çalışılmıştır [2] (Şekil.3). ÖN Şekil 3. Dönüş geometrisini etkileyen önemli mekanizma boyutları

335 350 Üzerinde çalışılan traktör iki farklı aks aralığı ve dört değişik iz genişliğine sahip bir traktördü. İz genişliği tarımsal uygulamalarda istenilen bir özelliktir. İhtiyaç duyulan ön aks iz genişliği teleskopik rot kolları kullanılarak yapılabilmektedir. Bu özelllikten dolayı Ackerman koşulunun her iz genişliği ve aks aralığı için belli bir yaklaşıklıkla (+/- 3 ) sağlanabilmesi gerekmektedir. Bu yakınsama, Şekil-3 de gösterilen boyutsal parametreleri, mekanizmanın kinematik karakterine etkilerinin ağırlığını da düşünerek tekrar tekrar değiştirmekle sağlanabilir. Yapılan çalışmada bunun için hazırlanmış bir bilgisayar programından yararlanılmış ve optimal mekanizma boyut ve poziyonu yakalanmıştır [3]. Optimizasyon sırasında, oluşturulan her mekanizma için direksiyon hata eğrileri çıkarılmıştır. Ayrıca mekanizma emniyeti açısından iç tekereleğin istenen 55 ye sapması sonucu, rot koluyla direksiyon kolu arasında oluşan açı da sürekli kontrol edilmiştir (Şekil.4). Emniyet açısından bu açının 15 nin altına düşmemesi gerekmektedir [4]. Standart parçalar olan küresel mafsalların gireceği açı da, mafsalın üniversal hareket kapasitesinin aşılıp aşılmadığını anlamak için ve mekanizma verimi açısından gözlenmiştir. Ayrıca direksiyon spesifikasyonları, regülasyonlar [5,6] ve kullanılacak hidrolik komponentlerin (pompa, direksiyon valfi ve direksiyon silindiri) boyutlarının mevcut hacime yerleştirilebilirliği, hidrolik silindirle elde edilecek itme kuvvetlerinin, mekanizma uzuvları ve ön aks tarafından mukavemet sınırları içinde karşılanıp karşılanamayacağı açısından, silidirin loct-to-lock stroğu da (tam direksiyon turu) optimizasyon süresince izlenmesi gereken çıktılar arasında olmuştur. Söz konusu spesifikasyonlarla, örneğin direksiyon turu sayısı ve direskiyon sertliği anlamına da gelen direksiyon turu süresi sınırlanmıştır (min 3 tur ve max 2,5 s). Bu değer, silindir çapı, kullanılacak direksiyon valfinin (orbitrol) deplasmanı ve pompa deplasmanı açısından bağlayıcıdır. Bu değerleri tuturmak için verilen uğraşta elde edilecek küçük stroklar, mühendisi büyük silindir çapı seçilmesine yönlendirecektir. Bu da, büyük direksiyonlama kuvvetleri ve direksiyon uzuvlarının et kalınlıklarının daha büyük olması, neticede hacimsel yer darlığı, imalat zorluğu, maliyet artışı ve görünümde kötülük gibi sonuçları doğuracaktır. Şekil 4. MF 250 G hidrostatik traktör. Direksiyon iz genişliği 1227 mm ve standart aks aralığında Bu şekilde,direksiyon geometrisi optimizasyon çalışmasının sonuçları, hidrostatik direksiyon sisteminin hidrolik hesaplarına girdi teşkil etmektedir. Bu hesaplar şöyle özetlenebilir:

336 351 Direksiyon kuvveti hesabı için; Aşağıdaki eşitlikle (5) belirlenen, W yükü altında direksiyon tekerleklerini çevirmek için gerekli Kingpin momenti T bilinmesi gerekmektedir (Şekil.5) [1]. T = W f ( b 2 /8+e 2 ) 1/2 (5) W=max. düşey yük (ön aks yükü) f = effektif sürtünme katsayısı b = nominal lastik genişliği e = king-pin offset Efektif sürtünme katsayısı Direksiyon momenti - king pin offset Gerekli direksiyon silindir pistonu itme kuvveti: Şekil 5. King-pin momentinin belirlenmesi [1] F= T / r min (6) r min efektif direksiyon kolu uzunluğudur. Üç olması gereken min direksiyon turu sayısı n ve direskiyon valfi deplasmanı Cu ya bağlı olarak silindir hacmi: V = Cu. n (7) Silindir stroğu S optimal direksiyon mekanizmasının kinematik analizinden çıkarılmıştı. Buradan (7) nolu eşitlik yardımıyla V hacmi ve sonuçta piston yüzey alanı A elde edilebilir. Bu yüzey alanı, direksiyon çalışma basıncında, (6) nolu eşitlikle hesaplanan gerekli direksiyon kuvvetini verebilmedir. Bu hesaplamadan çıkan sonuç ilk etapta kabaca D=2d kabulu ile silindir boyutlandırmasına geçilmesinde yardımcı olur. Piston yüzey alanı A ve hidrostatik direksiyon devresinin emniyet valfi basınç değerleri direksiyon mekanizması ve bazı ön aks uzuvlarının mukavemet analizleri için temel teşkil etmektedir. Maximum direskiyon sapması konumunda, king-pin stopere dayanır. Bu durum emniyet valfinin açıldığı (140 bar) ve dolayısıyla max direksiyon kuvvetinin oluştuğu konumdur. Benzer durum direksiyon tekerleklerinin örneğin kaldırım taşı gibi bir engele takılması halinde de ortaya çıkar. Bu durumda oluşan kuvvet, bir emniyet faktörü ile çarpılır ve direksiyon uzuvlarının stress analizleri için esas olan değer elde edilir. Yapılan çalışmada mukavemet analizleri sürecini kısaltmak ve test sürecüne daha emin girebilmek için sonluı elemanlar yöntemiyle analiz yapan ANSYS 5.6 dan yararlanılmıştır (Şekil.6).

337 352 Şekil 6. Direksiyon kolunun sonlu eleman modeli [7]. Hesaplalamalar sonucu elde edilen sistemin hidrolik devre şeması Şekil.7 de gösterilmiştir. Direksiyon sisteminden geri dönen yağın bir PMV (pressure maintaining valve) üzerinden traktörün kuyruk mili (IPTO) kavrama paketinin sıkıştırılmasında kullanıldığı burada görülebilir. direksiyon valfi maksimum güçdeki motor devri direksiyon Yardımcı hidrolik Tandem pompa filtre emiş filtresi (iç çap) IPTO modülatör valfi Şekil 7. Direksiyon sistemi devre şeması Yapılan bu tasarım çalışmalarından sonra oluşturulan prototip, dizayn onayı alabilmesi için izleyen bölümde bazıları sıralanmış olan testlere tabi tutulur.

338 353 DİREKSİYON SİSTEMİ İLE İLGİLİ TESTLER Direksiyon mekanizmasında kullanılan her elemanın kendi test sepsifikasyonlarının karşılanması haricinde bütün direskisyon elemanlarını içeren düzeneklerle de sistemin test edilmesi gerekmektedir. Direksiyon mekanizmasının ön aksla birlikte komple testinde, dizayn kabul spesifikasyonlarında belirtilen cycle sayısında [8], nominal iz genişliğinde, direksiyon mekanizmasının ara sapma açılarında sürekli sabit olarak max çalışma basıncında (relief valve açma basıncında;140 bar) zorlandığı şartlar yaratılmaya çalışılmıştır. Testin amacı ekstrem çalışma koşullarında direksiyon mekanizması uzuvlarını zorlamaktır. Zorlayıcı direnç olan direksiyon momentini oluşturacak kuvvet king-pin e, test edilen asıl mekanizmaya karşıt çalışan bir başka mekanizma yardımıyla uygulanmaktadır [8]. Bu test düzeneğinin kurulumundaki zorluk, her ara sapma açısında silindir P portunda sabit 140 bar basıncı elde etmek olmuştur. Direksiyon mekanizması her sapma açısı için farklı bir kinematik pozisyon aldığından kig-pin den rot kolları yardımıyla direksiyon silindirine iletilen zorlayıcı kuvvetin değeri de sürekli değişmektedir. Dolayısıla, güç ünitesi tarafından üretilen bu kuvveti karşılayacak silindir basıncı da değişecektir. Farklı pozisyonlarda aynı sabit basıncı elde etmenin değişik yolları üzerinde düşünülmüştür. Düzeneğin kontrolünün mekanik mi, software kontrollü mü yoksa hard kontrol lü bir sistem mi olması gerektiği üzerinde yapılan çalışmalar hayli zaman almıştır. Burada, farklı boyut ve mekanizmalara sahip iki hidrolik sistemin birbirlerine karşı senkron olarak çalıştırılması problemi ile karşılaşılmıştır. Açık kontrol sisteminin kullanılması durumunda, senkronizasyonun nasıl sağlanacağı, kurulum sonrası çok miktarda ayar ve hatta yanlış eleman seçildiğinin anlaşılması gibi ihtimalleri beraberinde getirebilir mi gibi soruları doğuran, birçok kabulü bünyesinde bulunduran, önceden tahmin edilmesi ve davranışları kestirilemeyen bir düzenek olacağına karar verilmiş ve açık kontrolden vazgeçilmiştir. Mekanik olmayacaksa böyle bir kontrol sisteminin geri beslememli kapalı kontrol olması gerektiği düşünülmüştür.karşıt yükleyici (zorlayıcı) hidrolik sistem, direksiyon sistemine mekanik olarak bağlı olduğundan bir hız yani debi kontrolü (senkronizasyon) sorunu yaşanacağı öngörülmüştür. Bu kontrolün, direksiyon sistemi basıncını (140 bar) sabit tutmaya çalışarak sağlanabileceğinin çok yüksek bir ihtimal olduğuna karar verilmiştir. Yani bir t anı için direksiyon sistemi basınç değerinin, yükleyici sistemin kontrol ünitesine input edilmesi ve 140 bar la karşılaştırılarak farkın yükleyici sistem tarafından kompanse edilmesi ve dolayısıyla direksiyon mekanizmasının 2,5 s lik lock-to-lock hareketi boyunca sürekli max değerde zorlanarak hareket ettirilmesi mümkün gibi görünmüştür.yani karşıt sistemin senkron bozukluğu sonucu oluşacak basınç dalgalanması sürekli okunup kompanse edildiğinden ayrıca bir debi kontrolüne gerek kalmayacağı fikri oluşmuştur. Zaten, aynı oransal valfle, aynı anda basınç ve debi kontrolünü istenilen değerlerde yapmak mümkün değil gibi bir yargıya varılmıştır.belli bir valf açıklığına bağlı basınç ve debi karakteristiği ihtiyaç duyduğumuz değerlerin ikisini birden tatmin edemeyecekti. Ayrık olarak basınç ve debi kontrolü yapmaya kalkışırsak bu sefer de her kontrol valfinin basınç düşüş karakterinden dolayı basınç ve hız kontrolünün birbirini sürekli etkileyeceği kompleks bir fenomen oluşacaktı. Yani böyle bir problemde kuruluma geçmeden simulasyon yapılmasının gerekliliği ortaya çıkmıştır. Bunlar düşünüldüğünde gerek maliyet ve gerekse zaman kısıtlarından dolayı paragrafın başında da bahsedildiği gibi mekanik yollarla eş çalışma koşullarının yaratılmasına karar verilmiştir. Bunun için test edilecek direksiyon mekanizmasının aynısı, karşıt yükleyici mekanizma olarak kullanılmış ve esas direksiyon mekanizmasıyla aynı king-pin e bağlanmıştır. Yani aynı kinematik karaktere sahip iki mekanizma birbirine karşı çalıştırılmıştır. Düzenek çalıştırıldığında belli bir yaklaşıklıkla basıncın sabit tutulabildiği gözlenmiştir. Bu teste ilaveten, direksiyon sistemi Türkiye de de yürürlüğe girmiş olan EEC 75/321 e göre direksiyon simidine uygulanan kas kuvvetinin mertebelerinin (steering effort test ) testlerle, sınırlar içinde olduğu görülmüştür [6]. Bu yönetmeliğe göre, düz, ileri konumdan başlayarak,10 km/h hızla, 12m yarıçaplı bir dönüş dairesini sağlamak için gereken direksiyon kuvveti, pompa çalışmadığı halde 25 dan u geçmemelidir. Bu manevranın süresi 8 s. ile sınırlandırılmıştır (Şekil.8,9). Aynı anda diğer sistemlerle muhtemel karşılıklı etkileşimleri yakalamak açısından motor çalışma ve rejim koşullarını temsil eden motor yağı sıcaklığı da izlenmiştir.

339 354 Şekil 8. Direksiyon simidine uygulanan momentin ölçümü (4)-(3)-(5)-(6) için eksen manevra yarı çapı = 12 ( 75/321/E.E.C.) 2 motor yağ ı b as ı nc ı [ ba r ] 4 direksiyon sapması [ ] 5 sol lastik hı zı [km/h] 6 sağ l astik hızı [ km/h] 1 direksiyon simidi momenti [Nm] 3 direksiyon hidrolik bası nc ı zaman [ s ] (2)-(1) için eksen traktör ön ağırlık arka ağı r l ık ön lastik bası ncı direksiyon simidi çapı direksiyon pompası MOTOR test parkuru parkur eği mi 0 (sı fır ) vites/hı z max direksiyon kuvveti hesabı max kuvvet [yaklaşı k t=4 s ' de ] Traktör koşulları Test koşul lar ı traktör ağır l ığı max. 200 kg 80 kg 3.6 [kg/cm2] m 24.6 ltr/min 2250 rpm çalı şmıyor asfalt (N / 11 km/h'den) 1/2*(moment / yarı çap) 75 N Şekil 9. EEC 75/321 e göre Steering Effort Test sonuçları Ayrıca traktör hareketsizken direksiyon sistemi basıç değişimleri de öngörülen değerler içinde kalınıp kalınmadığının kontrolü açısından direksiyon simidi sapmasına bağlı olarak izlenmiştir (Şekil.10). Bu testlerin haricinde, traktörlerin tarımsal uygulamalar dışında, ön yükleyici (front loader) olarak da kullanıldığı gerçeği göz önünde bulundurularak, ön yükleyiciyle birlikte dizaynı yapılan direksiyon sistemine sahip bir traktör spesifikasyonlarda belirtilen süre dahilinde test edilmiştir [5]. Ayrıca, manevra performansının gözlemlendiği 8 hareket testi de araçlar açısından standart hale gelmiş testlerdendir (Şekil 11.). Tarımsal uygulamaları temsil eden arazi testleri de sistemin genel kullanım ortamındaki performansını gözlemlemek açısından zorunlu testler arasındadır [8].

340 355 SONUÇ Emniyet parçalarından oluşan direksiyon sistemi, tasarım ve prototip imalatı aşamalarından sonra, yukarıda en genel anlamda bahsedilen testlerden, spesifikasyonlarda belirtilen olumsuzlukları göstermeden geçince dizayn onayı alabilecek ve pilot üretimi yapılabilecek performanstadır. sol tam direksiyon turu ( düz konum -sola - sağa ) sağ Traktör koşulları traktör traktör ağır l ığı max [1] direksiyon simidi momenti[ Nm ] düz konum direksiyon simidi sapması [ ] direksiyon hidrolik sistem bas ön ağırlık arka ağı r l ık ön lastik bası ncı direksiyon simidi çapı direksiyon pompası Test koşul lar ı 200 kg 80 kg 3.6 [kg/cm2] m 24.6 ltr/min 2250 rpm MOTOR ÇALIŞ I YOR ( r e l ant i) test parkuru parkur eği mi max direksiyon kuvveti hesabı max kuvvet [düz konumdan sola] max kuvvet [soldan sağa ] asfalt 15 (arka önden daha yüksek) 1/2*(momet / yarı çap) 8 N 9 N Şekil 10. Traktör hareketsizken, direksiyon hidrolik sistemindeki basıç değişimleri ve direksiyon kuvveti ölçümü 60 "sekiz" manevrası nda di re ksi yon si st emi di nami k cevab Traktör koşulları traktör traktör ağır l ığı max 50 ön ağırlık arka ağı r l ık 200 kg 80 kg ön lastik bası ncı 3.6 [kg/cm2] [1] direksiyon hidrolik sistemi bas sol düz konum direksiyon simidi sapması [ sağ direksiyon simidi çapı direksiyon pompası MOTOR vites/hı z test parkuru parkur eği mi max direksiyon kuvveti hesabı max kuvvet max kuvvet [soldan sağa ] Test koşul lar ı m 24.6 ltr/min 2250 rpm 2000 rpm 1H / 10 [km/h] asfalt 15 (arka önden daha yüksek) 1/2*(moment / yarı çap) 48 bar 12 bar Şekil 11. Sekiz manevrası testine ait ölçümler.

341 356 KAYNAKLAR [1] LILJEDAHL J.,TANQUIST P., SMITH D., HOKI M., Tractors and Their Power Units,ASAE,1996 [2] GILLESPIE, T.D., Fundamentals of Vehicle Dynamics, SAE, 1999 [3] DAĞDEVİREN, C., Direksiyon Mekanizmalarının Kinematik Analizi, İTÜ Y.Lisans Tezi,1999 [4] REIMPELL, J., Fahrwerktechnik: Lenkunk, Vogel, 1984 [5] Massey Ferguson Complete Tractor Spesification CTS [6] EEC 75/321 Directive Relating to the Steering Equipment of Wheeled Agricultural or Forestry Tractors,2000 [7] KULLUKÇU A., ÇORBACI F.K., DAĞDEVİREN C., Üç Silindirli Traktörlerde Emniyet Çerçevesi ve Direksiyon Sistemi Geliştirilmesi Gelişme Raporu, TTGV-034/T4 nolu Proje, [8] Massey Ferguson Corporate Test Spesification CTS ÖZGEÇMİŞLER Cüneyt DAĞDEVİREN 1971 yılında İstanbul da doğdu. Yıldız Teknik Üniversitesi Makina Fakültesi nden 1992 yılında Makina Mühendisi olarak mezun oldu, 1999 yılında İstanbul Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Otomotiv Programı ndan Yüksek Lisans derecesini aldı yılından beri Uzel Makina San. A.Ş. de Ürün Geliştirme Bölümünde çalışmaktadır. Ali KULLUKÇU 1961 yılında İstanbul da doğdu. İstanbul Teknik Üniversitesi Makina Fakültesi nden 1984 yılında Makina Mühendisi olarak mezun oldu yılında İstanbul Teknik Üniversitesi nden Yüksek Lisans, 1998 yılında Doktora derecelerini aldı yılları arasında İTÜ Makina Fakültesi nde Araştırma Görevlisi olarak çalıştı yılında girdiği Uzel Makina San. A.Ş. de halen Ürün Geliştirme Bölüm Müdürü olarak çalışmaktadır.

342 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 26 Tarım Traktörlerinin Hidrolik Sistemlerinde Gözlenen Gelişmeler GALİP KEÇECİOĞLU Ege Üniversitesi Ziraat Fakültesi Tarım Makinaları Bölümü

343 359 TARIM TRAKTÖRLERİNİN HİDROLİK SİSTEMLERİNDE GÖZLENEN GELİŞMELER Galip KEÇECİOĞLU ÖZET Traktör bir tarım işletmesinin kalbidir ve geniş kullanım spektrumuna sahip mobil iş makinalarını en canlı bir şekilde gözler önüne sunar. Çok değişik kullanma olanakları nedeni ile özellikle hidrolik sistemden beklenen kompleks bir istek profili ve buna ilişkin gerçekleşmesi istenen tahrik ve kumanda fonksiyonları ile karşı karşıya kalmaktayız. Burada traktör hidroliğinde görülen son gelişmelerin bazı ağırlık noktalarına temas edilecektir. Bunlar; gürültünün azaltılması, enerji etkinliğinin arttırılması, kullanım kolaylığının sağlanması ve verimliliğin arttırılması şeklinde sıralanabilir. Bu gelişmelerin gerçekleştirilmesinde elektronik kumanda ve kontrol fonksiyonlarının büyük yardımı olmuştur. 1. GİRİŞ Burada öncelikle traktörün bazı önemli kullanım alanlarını görelim. Bunlar: Transport için çeki makinası Toprak işleme aletleri için çeki makinası Hasat makinaları için çeki makinası ve güç ünitesi Asma aletler için taşıyıcı ve güç ünitesi Materyal aktarımı için ön yükleme taşıyıcısı Tüm bu kullanım alanlar nedeniyle traktörün hidrolik sisteminden farklı isteklerin ortaya çıkması doğaldır. Bu nedenle mobil hidroliğin mümkün olan tüm sistem ve komponentleri traktörde kullanılmış ve denenmiştir. Büyük güçlü traktör imal eden firmalar kendilerine özgü hidrolik know-how, rekabet ve büyük masraf baskısı ile karşı karşıya kalmışlardır. Buna rağmen belki de bu nedenle traktör mobil hidrolik konusundaki yarışta tempoyu belirleyen güç ünitesi olmuştur. Bugün modern traktörler bir anlamda gerçek bir hidrolik pakettir. Şekilde modern bir traktördeki hidrolik fonksiyonlarını görmekteyiz. Burada traktör hidroliğindeki gelişmelerin bazı ağırlık merkezlerine değinilecek ve traktöre özgü komponent ve fonksiyonların açıklamaları yapılacaktır. Bunlar: Pompa ve sistemler Kaldırma mekanizması kontrolü İş hidroliği Hareket tahriki Dümenleme

344 360 Dümenleme p = 180 bar Q = 30 l/min P hydr. = 9 kw Yön valfleri p = 210 bar Q = 80 l/min P hydr. = 28 Ön aks freni p = 120 bar Q = l/min Merkezi hidrolik p = 210 bar Q = 120 l/min Kaldırma Mek. Kontrolu p = 200 bar Q max.= 120 l/min P hydr. = 25 kw Transmisyon kontrol p = 20/5 bar Q =40/100 l/min P hydr. = 2 kw Pompa p = 210 bar Q = l/min P myx. = kw Römork freni p = 140 bar Q = 40 l/min P hydr. = 9 kw Şekil 1. Traktörlerde hidrolik fonksiyonlar Ayrıca romörk freni ve konfor hidroliği dediğimiz, örneğin kavrama, diferansiyel ve hız kutusu kumandalarına da değinilecektir. 2. POMPA VE SİSTEMLERDEKİ GELİŞMELER Traktörün hidrolikleştirilmesi çalışmalarının ilk safhasında traktöre asılan aletlerin kaldırılması ve indirilmesi el ile yapılmakta idi. Bu tarihte ABD de pistonlu, kanatlı ve dişli pompaların geliştirme çalışmaları yürütülmekteydi. Dıştan dişli pompalar lı yıllarda tüm dünyada yaygın olarak sabit debi sistemlerinde kullanılmaktaydı. Bu pompanın üstünlükleri; Düşük imalat masrafı Kire karşı hassas olmaması İyi bir emme ve soğukta start yeteneği Yüksek devir sayılarına dayanıklı olmaları ABD de büyük traktör imalatçıları başka pompalarla değişik sistem çözümlerini denediler. Bu çalışmalarda ağırlık merkezi aynı anda birden fazla tüketicinin beslenmesine olanak veren sabit basınç sistemiydi. Ford ve John Deere firmaları uzun süre sabit kanatlı pompanın bulunduğu sabit basınç sistemini traktörlerinde uyguladılar. Ancak John Deere 90 lı yılların başında bu sistemden vaz geçerek tüm diğer Amerikan traktör imalatçıları gibi eğik diskli eksenel pistonlu pompanın yer aldığı yük algılamalı sisteme geçti. 3. SİSTEMLER Bugün traktörler 10 kw ile 300 kw arasında değişik güçlerde imal edilmektedir. Aletin büyüklüğüne ve kullanım alanına bağlı olarak tahrik ve kumanda hidroliği yönünden istekleri farklıdır. Bu amaçla çeşitli sistem çözümü arayışı içine girilmiştir.

345 361 Kısma kumandalı iş hidroliği Yük algılamalı hidrolik Açık merkezi sistemli iş hidroliği Traktöre özgü elektro-hidrolik kaydırma mekanizması Sabit debi sisteminde debi uyumu ve sabit basınç sisteminde basınç uyumu gerçekçi değildir. Enerji açısından en iyi çözüm kontrol edilebilir pompalı basınç ve akışkan uyumlu bir sistemdir. Böyle bir sistem önce ABD de uygulandı ve yük algılama sistemi olarak adlandırıldı. Değişken debili eksenel pistonlu pompaya sahip böyle bir sistem ilk kez Allis Chalmers firmasınca 70 li yılların başında ABD de uygulamaya konuldu. O zamanki slogan şuydu: Yük algılamalı sistem = Enerji tasarrufu. En iyi sistem aranırken masraflardan başka enerji bilançosu ve tüketicilerin paralel çalıştırılması ön planda tutulur. Tüm hidrolik sistemler ile bunlarda oluşan kayıplar Şekil 2 de verilmiştir. Şekil 2. Traktör hidrolik sistemlerinde enerji kayıpları Şekilde hem S 1 ve S 2 standart sistemde ve hem de S 6 yük algılama sisteminde kayıpların yüksek olduğu görülmektedir. Ancak burada şuna işaret edilmelidir. S 6 da değişken debili pompa yalnızca iş hidroliğinde kullanılmıştır ve en çok harekete konan tüketici özelliğindeki dümenleme ise dişli pompa ile beslenmiştir. Ayrıca hidrolik ve dişli mekanizmaların ortak yağ deposu kullanmaları halinde emme tarafındaki ince filtrasyon nedeni ile değişken debili pompa ayrıca bir besleme pompasına ihtiyaç göstermektedir. Bu pompa da esas pompa büyüklüğünde olmakta ve önemli kayıplar oluşturmaktadır. İdeal sistem şekle göre S 9 dur. Bu sistemde kendiliğinden emişli değişken debili pompa mevcutsa da ayrı bir yağ deposuna, soğutmaya ve ince filtrasyona gereksinim vardır ve acil dümenleme için ikinci bir pompa gerekmektedir. Küçük ve orta güçteki traktörlerde uygulanan iki veya üç dişli pompalı S 1, S 2 ve S 3 sistemleridir. Bu arada artan oranda LS (yük duyarlı) dümenleme sistemi ve LS yön ventilleri kullanılmaktadır. LS sisteminde dümenlemenin ihtiyaç duymadığı yağ iş hidroliğine sevk edilmektedir. LS yön ventillerinde nötr dolaşımda ortaya çıkan kayıplar karşı dengeleme ventillerinde azaltılmaktadır. Üst güç grubundaki traktörlerde S 10 sistemi ise daha yaygın kullanılmaya başlanmıştır. Değişken debili pompa olarak sadece eğik diskli eksenel pistonlu pompalar kullanılmaktadır (Şekil 3).

346 362 Şekil 3. Ortak yağ depolu, değişken debili pompalı yük algılama hidrolik sistemi şeması 4. KALDIRMA HİDROLİĞİNDEKİ GELİŞMELER Traktör önceleri sadece çeki makinası olarak kullanıldı. Daha sonraları çekilir aletlerin yerini asma tip aletler aldı. Harry Ferguson, Henry Ford un teşviki ve siparişi üzerine aletleri traktöre bağlama şekli olan üç nokta asma sistemini ortaya koydu(şekil4). Ford traktörleri ile pratikt çalışmada özellikle ağır toprak koşullarında makul bir patinaj ile tüm traktör gücünün toprağa aktarılmasında traktör ağırlığının yetersiz kaldığı görüldü. Ferguson bunu fark etti ve 1925 yılında kuvvet kontrolü fikrini gerçekleştirerek patent aldı. Bu düşünce ve özüm günümüzün kaldırma mekanizmaları kontrolünün temelini teşkil etmektedir. Üst bağlama kolunda kuvvet kontrolü için Ferguson önce pistonlu pompa kullanmayı düşündü. Ancak sürme işinde ventil kısma kontrolündeki kayıplar oldukça büyüktü. Şekil 5 de yine Ferguson tarafından gerçekleştirilen başka bir çözüm görülmektedir. Bu mekanik-hidrolik üst kol kuvvet kontrolüdür. Bu çözüm enerji kayıplarını biraz daha azaltmıştır. Çünkü emme kısmalı devreye alınması söz konusu olmuştur. Bu çözüm uzun yıllar İngiltere de traktörlerde uygulanmıştır. Ancak bu sistemdeki pompa sadece kaldırma mekanizması devresini besleyebilmektedir. Şekil 4. Aletlerin traktöre bağlanması için üç nokta asma düzeni

347 363 Kaldırma mekanizması kontrolü genelde pulluk sürme derinliği kontrolü şeklinde algılanmıştır. Bu ise tamamen yanlış bir kavramdır. Ferguson un amacı pulluk derinliğinin kontrolü değildi. Ferguson, küçük motor güçlü traktörler de traktör tahrik aksının ek yüklenmesi sonucu yani ağırlık transferi sağlanarak tahrik kuvveti koşullarının iyileştirilmesini amaçlamıştı (Şekil 6) Toprak yüzeyindeki düzgünsüzlükler ve bunun sonucu traktörün kafa sallama hareketi pulluğun traktöre rijit bağlanmasına imkan vermedi. Bu nedenle Ferguson çeki kuvvetini kontrol büyüklüğü olarak ele aldı ve üç nokta asma sisteminde üst kola etkiyen kuvvetten yararlandı. Çünkü küçük pulluklarda ve homojen topraklarda ölçü ve kontrol büyüklüğü çeki kuvveti ile orantılıdır. Daha sonraları 60 lı yılların ortalarına doğru John Deere kuvvet-pozisyon karışım kontrolünü önerdi (Şekil 7). Bu sayede değişken toprak koşullarında büyük derinlik sapmalarına neden olan kuvvet kontrolünün bazı sakıncaları giderilmiş oldu. Bu çözüm genelde yaygın kullanım alanı bulmuştur. Şekil 5. Üstkol kuvvet kontrolü kaldırma mekanizması Şekil 6. Ağırlık transferi

348 364 Traktörlerin gücü ve dolayısı ile alet büyüklüğü devamlı artış göstermiştir. Özellikle çok soklu pulluklarda üst kol kuvvet kontrolü bir dizi sorunlar meydana getirmiştir. Çünkü üst kola gelen kuvvetin iş derinliği ile olan bağlantısı belirsiz hale gelmeye başlamıştır. Bunun üzerine alt bağlantı kolu kuvvet kontrolüne geçilmiştir. Bu çözümde her iki alt bağlama kolundaki kuvvetin ölçülmesi ve uzun bir yol üzerinden aktarılması gerekmektedir. Bu durumda ek sorunlar yaratınca acaba mekanik çözümden daha iyi olan başka çözümler bulunabilir mi arayışına girilmiştir. Önceleri uygulanan mekanik çözümlerden vazgeçilerek elektronik sensör tekniğinden yararlanılmak sureti ile elektronik kaldırma mekanizması kontrolü ortaya konulmuştur. 70 li yılların ortalarına doğru IHC, Rexroth ile birlikte servohidrolik çözümü geliştirmiştir ve bu çözümü IHC firması imal ettiği traktörlerde seri olarak uygulamaya başlamıştır. Bu çözüm de kuvvet-kısma ve pozisyon kısma kuvvetin hidrolik ölçümü ve aktarımı gerçekleştirilmiştir. Referans değer kısma yarı köprü ve karışım yarım köprü ile ayarlanmıştır. Kumanda basıncı sabit debili pompa tarafından sağlanmıştır. Konum Ölçümü Kuvvet Ölçümü Şekil 7. Kuvvet ve pozisyon kontrolü Şekil 8. Kuvvet ölçme olanakları Servohidrolik çözüm yaygınlaşmamıştır. Nedeni elektrohidrolik çözüme nazaran geliştirme olanağının sınırlı olmasıydı. Buna karşın 1978 yılında ABD de MF firmasınca ilk kez seri traktör üretiminde kullanılmaya başlanan elektronik çözüm bu gün Avrupa da ve ABD de yüksek güç gruplarında artık standart çözüm haline gelmiştir (Şekil 9).

349 365 Şekil 9. Elektro-hidrolik kaldırma mekanizması kontrollü bir traktör EHR (elektro-hidrolik kontrol) dağınık yapı tarzı nedeni ile traktör tasarımcısına özellikle elektronik sensörlerle kuvvet ve pozisyon ölçmeleri açısından büyük bir esneklik sağlamaktadır. EHR sayesinde iş ve kontrol fonksiyonlarının gerçekleştirlmesi mümkün olabilmektedir. Patinaj Kontrolü Üç nokta asma düzenine asılı ağır aletlerle tarla yollarında ilerlemede aktif titreşim sönümü Merdanelerin yüklenmesinde veya mesnet tekerlekleri yüklerinin hafifletilmesinde basınç kontrolü Arıza tanısı Programlı kullanım CAN-BUS bağlantısı 5. YÖN KONTROL VENTİLLERİ Kontrol ventilleri kaldırma mekanizması kontrolünün hidrolik komponentleridir. Ayar fonksiyonu kaldırma mekanizmaları uygulamaları başlamadan önce üç nokta asma düzenine bağlı aletlerin kaldırılmasında ve indirilmesinde elle harekete konan ventiller kullanılıyordu. Bu ventiller genelde 3/3 yön ventilleriydi. Daha sonraları oransal kontrol ventilleri kullanılmaya başlandı. Bu ventilde kaldırma ve indirme fonksiyonu birer oransal mıknatıs ile kumanda edilmektedir. Daha sonraları ortaya konan kumanda ventillerinde kumanda sürgüsü ve karşı dengeleme ventilli kadırma fonksiyonu söz konusu olmakta, indirme fonksiyonu ise oransal kumanda edilen çekvalfler ile sağlanmaktadır. 6. İŞ HİDROLİĞİ İÇİN EK YÖN VENTİLLERİ İsminden de anlaşılacağı üzere mevcut olana eklenen yön ventilleri anlaşılmaktadır. Bu ek ventiller ile asılı ve çekili aletlerin fonksiyonlarına kumanda etmek mümkün olabilmektedir. Örneğin döner pulluklarda döndürme işleme veya aletin kesme genişliğini ayarlama işlemi bu ek ventillerle yapılabilmektedir. Çift etkili mekanik yön ventillerinden traktöre özgü bazı istekler talep edilmektedir. Bunlar:

350 366 4 konum Hidrolik kickout lu mekanik bekleme. Kickout bir silindirin herhangi bir sınırlama pimine değdiği zaman yön ventilini mekanik bekleme konumundan hidrolik olarak notr konuma geri getirmesi anlaşılır. Silindirlerde mekanik harekete konan kilitleme ventilleri Bireysel akış sınırlaması veya kontrolü Daha sonraları bu ventillere entegre edilen digital elektronik ile CAN-BUS bağlantısı mümkün olabilmiş ve merkezi kumanda sağlanabilmiştir(şekil 10). Şekil 10. CAN-BUS Sistemli Traktör Hidrolik Sistemi 6. TRAKTÖRLERDE HIDROSTATIK HAREKET TAHRIKI Maksimum motor gücünde dar kademeli bir hız seçimi çözümü traktör yapımcılarının daima önemli bir amacı olmuştur. Bu nedenle daha 50 li yıllarda hidrostatik hareket tahriki üzerinde çalışmalar başlamıştır. 60 lı ve 70 li yıllarda ortaya konan hidrostatik tahrikli traktör çözümleri tarımda beğeni bulamamıştır. Tüm bu denemelerin başarılı olamamasının nedeni hidrolik makinaların düşük bir tesir dercesine sahip olmasıydı. Ayrıca fiyat, gürültü ve kumanda problemleri önemli rol oynamıştır. Buna karşın hidrostatlar forklift gibi istifleme makinalarında daha çok tercih edilmiştir. Çünkü bu makinalarda hızla geri dönme yani makinaların manevra yeteneği basit ivmelenme ve frenleme ön planda gelmektedir. Bu tip makinalar motorun tüm gücünü kısa zamanda hız kutusu üzerinden aktardığından tesir derecesinin düşük olması önemli bir sorun yaratmamaktadır. Halbuki sürme yapan bir traktörde tam motor gücü sürekli güç olarak hız kutusu üzerinden aktarılmaktadır. Bu nedenle traktör hız kutularındaki gelişmeler çok kademeli yük altında devreye giren mekanizmalar (powershift) yönünde olmuştur (Şekil 11).

351 367 Şekil 11. New-Holland Power-Shift mekanizma Ancak bu mekanizmalar oldukça pahalıdır ve bir dizi dişli çark, kısmen yağda çalışan kavramalar ve frenlere sahip olduklarından bu mekanizmalardaki kayıplar oldukça yüksektir. Bu durum bazı firmaları tekrar yeni hidrostat geliştirme çalışmalarına götürmüş ve bu çalışmaların esasını gücün dallandırılması oluşturmuştur. Bu konuda en başarılı çalışmalar Almanya da Fendt traktör firmasınca yapılmıştır. Bu tasarımda dış güç dallanmalı bir çözüm yani bir pompa ile iki motorun kapalı bir devrede çalışması şeklinde olmuştur. Güç akışı bir planet dişli mekanizmasında ayrıştırılmakta ve daha sonra bir toplama milinde tekrar kavuşturulmaktadır. Gücün dağılımı şu şekilde olmaktadır. İlk harekete geçme %100 hidrolik ve maksimum hızda ise %100 mekaniktir. Bu arada hidrolik gücün payı artan hızla orantılı olarak azalmaktadır. Tüm hidrostat mekanizmalar ses izolasyon blokları ile kaplanmış olduğundan gürültü sorununa çözüm getirilmiştir. Şekil 11 de elektronik yardımı ile gerçekleştirilebilir bir mekanizma kontrolü için devre planı görülmektedir. SONUÇ 30 lu yıllarda ABD de traktörlere ilk kez uygulanmaya konan hidrolik, 2.Dünya Savaşı ndan sonra tüm dünyaya yayıldı. Elektronik sensör ve kumanda kontrol tekniği yardımıyla traktör hidroliğinde hızlı gelişmeler kaydedildi. Bu sayede traktörün çiftlikte etkin ve verimli kullanımı mümkün olabildi. Hidrolik dümenleme ve son yıllarda yaygınlaşan hidro-pnömatik ön aks süspansiyonu konusunda da önemli gelişmeler kaydedildi.

352 368 KAYNAKLAR [1] BELLANGER,R. Tractor hydrolic and implement Control, Agricultural Engineer. Vol. 42. Nr. 3, Institution of Agricultural Engineers. West Road Silsoe [2] HESSE,R. Ruckblick auf Entwicklungsschwerpunkte der Traktörhydraulik. O+P Ölhydraulik und Pneumatik(43) Nr [3] RÖMER,A. Traktörhydraulik. In Yearbook of Agricultural Engineering. Band 12. KTBL-Lav VDI-MEG [4] MOBİLE International Mobile Conference in Ulm. Germany, October Rextroth [5] KLOTZBÜTCHER,W. Energieverluste in Hydrauliksystemen von Ackerschleppern. Grundlagen der Landtecknik. Bd 34. Nr ÖZGEÇMİŞ Galip KEÇECİOĞLU 1936 yılında Senirkent te doğdu. Ankara Üniversitesi Ziraat Fakültesi Tarım Makinaları Bölümününden 1958 yılında mezun oldu yılları arasında Almanya Braunschweig Zirai Araştırma Merkezin de traktör konusunda araştırmalar yaptı yılında doçent, 1975 yılında Profesör ünvanını kazandı. Halen Ege Üniversitesi Ziraat Fakültesi Tarım Makinaları Bölümü Öğretim Üyesidir.

353 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 27 Hidrolik Devrelerde Asitleme ve Temizleme İşlemi ve Bir Uygulama EMRULLAH ÇAYIR SONER ARSLAN Erdemir A.Ş.

354 371 HİDROLİK DEVRELERDE ASİTLEME VE TEMİZLEME İŞLEMİ VE BİR UYGULAMA Emrullah ÇAYIR Soner ARSLAN ÖZET Hidrolik sistemlerin problemsiz olarak uzun süreli çalışması için, asitleme ve temizleme işleminin yapılması son derece önemlidir. Hidrolik devrelerin kaynak ve montaj işlemi bittikten sonra, sistem normal olarak devreye alınmadan önce yapılan asitleme ve temizleme işlemleri ile bu devrelerdeki belirli bir boyutun üzerindeki her türlü partikülün sistemden atılması ve hidrolik devrelerin temiz olması sağlanır. Böylece sistemin normal çalışması esnasında kirlilikten kaynaklanan her türlü hasar ve arızalar önlenerek, üretim verimliliği artırılabilmektedir. Bu çalışmada, Erdemir 1.Soğuk Haddehane tesislerinde yeni devreye alınan üretim hatlarının hidrolik devrelerine uygulanan asitleme ve temizleme işlemlerinin yapılış şekli açıklanmıştır. Asitleme ve temizleme işlemlerinin yapılması ile, hidrolik sistemlerde kirlilikten kaynaklanabilecek arızaların ve üretim kayıplarının önlenmesi ve yedek parça ve bakım masraflarının azaltılması hedeflenmiştir. 1. GİRİŞ Hidrolik sistemlerde boru devrelerinin temizliği çok önemlidir. Çok iyi temizlenmiş hidrolik devresi olan sistemler problemsiz olarak uzun yıllar çalışabilir. Bilindiği üzere hidrolik sistemlerdeki pompalar, valfler ve diğer elemanlar kirliliğe karşı çok hassastır. Özellikle oransal ve servovalflerde bu hassasiyet daha fazladır. İyi temizlenmemiş kirli hidrolik devrelerde, sistemin çalışması esnasında boru devrelerindeki partiküller hidrolik yağ ile taşınarak, hidrolik pompa, valfler ve diğer elemanlarda sıkışmalara, tıkanmalara ve aşınmalara sebep olur. Filtreler sık sık tıkanır ve hidrolik yağın daha kısa sürede bozulmasına sebep olur. Sistemin performansı düşer. Beklenmeyen ve büyük arızalar oluşur ve bunun sonucu üretim kayıpları meydana gelir. Ayrıca arıza sıklığı fazlalaşır. Bu durum direkt olarak üretim ve bakım maliyetlerini olumsuz yönde etkiler. Problemin sıklığının fazla olması, hidrolik elemanların yedeklenmesini gerektirir ve bu da stoklama maliyetini artırır. Tecrübeler; çeşitli sebeplerden dolayı hidrolik boru devrelerinde kirlilik oluşturan değişik maddelerin varlığını göstermektedir. Kirlilik oluşturan bu maddeler şunlardır: Toprak ve kum partikülleri, pas, talaş, kaynak çapakları, curuf artıkları, boya, ağaç parçacıkları, paketleme artıkları, vs. Hidrolik devrelerdeki kirlilikten kaynaklanan yukarıda belirtilen olumsuzlukları önlemek ve hidrolik sistemlerin performansını maksimum seviyeye yükseltmek için, yeni çekilen hidrolik boru devreleri sistem devreye alınmadan önce, asitleme (pickling) ve temizleme (flushing) işlemine tabi tutulması gerekmektedir. Eğer mevcut sisteme yeni hidrolik devre çekilecekse, bu yeni devreler için de asitleme ve temizleme işlemi yapılmalıdır. Asitleme ve temizleme işlemlerinin yapılması ile hidrolik devrelerdeki belirli büyüklüğün üzerinde ve miktardaki partiküllerin borulardan uzaklaştırılması sağlanır. Borulardaki partiküllerin giderilmesi için önce asitleme ve daha sonra temizleme işlemi uygulanır.

355 ASİTLEME (PICKLING) İŞLEMİ Asitleme işleminin amacı,boru devrelerindeki kaynak çapağı, pas ve korozif maddeleri vs. boru devrelerinden atmaktır. İki yöntem ile asitleme işlemi gerçekleştirilmektedir. - Daldırma yöntemi ile asitleme işlemi - Sirkülasyon yöntemi ile asitleme işlemi 2.1. Daldırma yöntemi ile asitleme işlemi: Daldırma yöntemi ile asitleme işlemi, boru devrelerinin montajı yapıldıktan sonra, borular flanş bağlantı yerlerinden sökülerek asitleme işleminin yapılacağı yere götürülerek yapılır. Daldırma yöntemi ile asitleme işleminde sırası ile şu işlemler yapılır. Yağ giderme: Borular %10-20 konsantrasyonundaki soyumhidroksit (NaOH) çözelti içeren banyoya daldırılır. Banyo sıcaklığı yaklaşık 70 0 C dir. Yağlar giderilinceye kadar borular banyoda bekletilir. Yıkama İşlemi: Borulardaki NaOH çözeltisi giderilinceye kadar, borular su ile yıkama işlemine tabi tutulur. Asitleme işlemi: Borular %20-30 HCl (hidroklorik asit) ihtiva eden asit banyolarına daldırılır. Borular dışarıda kalmayacak şekilde tamamının asit banyosuna daldırılması gerekir. Borulardaki pas giderme işlemi tamamlanıncaya kadar asitleme işlemine devam edilir. Pas ve kaynak çapaklarının durumuna göre banyoda yaklaşık 2 saat bekletilir. Eğer banyodaki asit konsantrasyonu düşükse bekleme süresi artar. Örneğin asit konsantrasyonu %8 HCl civarında ise bekleme süresi 5 saat civarındadır. Asitleme işleminde HCl yerine, H 2 SO 4 (Sülfürikasit) te kullanılabilir. Yıkama işlemi: Borular yaklaşık 70 0 C deki su banyosuna daldırılarak, üzerindeki asit tamamen giderilinceye kadar bekletilir. Nötralize işlemi: Borular %3-6 konsantrasyonundaki NaOH (sodyumhidroksit) çözeltisine batırılır. Nötralize banyosunda asitle temizlenmiş yüzeylerde pas oluşumunu önlemek için pasivasyon katkıları ihtiva eder. Bekleme süresi yaklaşık 30 dakikadır. Kurutma: Boruların içerisi sıcak kuru hava ile kurutulur. Yağlama işlemi: Kurutma işleminden sonra, paslanmayı engellemek için boruların yağlanması gerekir. Bu yağın boru devrelerinde kullanılacak yağ ile aynı cins olması tercih edilmelidir.

356 373 Ambalajlama işlemi: Yağlama işleminden sonra boruların açık ağızlarının kapatılarak toz ve partikül girmesi önlenir. Borular daha sonra temizleme işlemi için temizleme sahasına nakledilir. Daldırma yöntemi ile asitleme işleminin proses akış şeması Şekil 1 de verilmişltir. %10-20 NaOH Yağ giderme Sıcak su Yıkama %8-30 HCl Asitleme % 3 NaOH Nötralize Sıcak hava Kurutma Yağ Yağlama Şekil 1. Daldırma yöntemi ile asitleme (pickling) işlemi akış şeması 2.2. Sirkülasyon yöntemi ile asitleme işlemi. Sirkülasyon yönteminde asitleme işlemi, boru devreleri yerine monte edildikten ve birbirine bağlandıktan sonra yapılır. Bu yöntemde asit solüsyonu, asit pompası yardımı ile hidrolik borulardan dolaştırılarak asitleme işlemi gerçekleştirilir. Yalnız burada dikkat edilecek çok önemli bir husus vardır. Asitleme işlemi esnasında hidrolik pompa, motor, valfler, silindir vs. elemanlar by-pass yapılarak, asit solüsyonunun sadece boruların içerisinden dolaştırılması sağlanır. Bu yöntemde hidrolik devrelerde dolaşan asit solüsyonu tekrar asit tankına gelir ve buradan tekrar devreye basılır. Pompalama devresinde solüsyon ile taşınan partiküller filtrede tutulur. Asitleme işlemi esnasında borulara yumuşak çekiçle vurularak, asitlemenin etkisi artırılır. Asitleme işlemini müteakip, yıkama için su sirkülasyonu ve nötralize işlemi için NaOH (Sodyumhidroksit) çözeltisi boru devrelerinde dolaştırılarak sirkülasyon yöntemi ile asitleme işlemi tamamlanır. Sirkülasyon yöntemi ile asitleme işlemindeki solüsyon konsantrasyon ve sıcaklık değerleri için, Bölüm 2.1 de açıklanan daldırma yöntemi ile asitleme işlemindeki değerler geçerlidir. 3. TEMİZLEME (FLUSHING) SİSTEMİ Boruların temizleme işlemi; asitleme işleminden sonra yapılır. Temizleme işlemi; hidrolik yağın borulardan dolaştırılması suretiyle,boru içerisindeki partiküllerin atılması işlemidir. Bu işlemde borular birbirine bağlanır ve sistemde kullanılan hidrolik yağ borulardan dolaştırılarak temizleme işlemi gerçekleştirilir. Birinci temizleme işlemi İkinci temizleme işlemi 3.1. Birinci temizleme işlemi Birinci temizleme işlemi geçici hidrolik tank, geçici pompa vs. ile yapılan temizleme işlemidir. Birinci temizleme işlemine ait devre şeması Şekil 2 de verilmiştir. Birinci temizleme işleminin aşamaları şu şekilde sıralanır:

357 374 - Borular birbirlerine bağlanarak dışarıda kapalı devre olarak kurulur veya sistemde çalışacağı şekilde montajı yapılır. Şekil 2 de görüldüğü üzere geçici bir pompa ve tank kullanılarak pompa devresi borulara bağlanır. Temizleme işlemi esnasında temizleme sıvısı (hidrolik yağ); sistem pompası, silindir ve valfler üzerinden geçmeyecek şekilde by-pass yapılacak şekilde boru devresi kapalı devre olarak kurulur. - Eğer sistemde farklı ebatlarda borular varsa birbiriyle yakın çaptaki borular gruplandırılarak ayrı ayrı temizleme işlemi yapılabilir. - Geçici pompa debisi normal pompa değerinin en az 2 katı seçilir. - Isıtıcı yardımı ile tank içindeki yağın sıcaklığı C arasında tutulur. Temizlemenin etkisini artırmak için borularla periyodik sürelerle yumuşak bir çekiçle vurulur. Temizleme işleminin etkisini artırmak için gerekirse temizleme yağı tersten dolaştırılır. Birinci temizleme işlemi için, sistemde kullanılan basınç ve dönüş filtreleri ile aynı veya bir derece kaba fitreler kullanılır. Filtreler kirlenmeye karşı her 2 saatte bir kontrol edilir ve eğer kirlenmiş ise yenisi ile değiştirilir. Birinci temizleme süresinin yaklaşık olarak hesabı için Formül (1) kullanılabilir. - Tespit edilen temizleme süresi sonunda, dönüş filtresinin girişinden yağdan numune alınarak partikül analizi yapılır ve birinci temizleme işlemine devam edilip-edilmeyeceğine karar verilir. GEÇİCİ FİLTRESİ DÖNÜŞ BORULAR ISITICI GEÇİCİ TANK SİSTEM POMPASI BY-PASS EDİLİR GEÇİCİ POMPA GEÇİCİ BASINÇ FİLTRESİ VALFLER VE SİLİNDİRLER BY-PASS EDİLİR. Şekil 2. Birinci temizleme işlemi devre şeması 3.2. İkinci temizleme işlemi İkinci temizleme işlemi birinci temizleme işlemini müteakip yapılır. İkinci temizleme işleminde; hidrolik sistemdeki (valf,silindir, vs) elemanlar by-pass yapılarak, hidrolik sisteme ait hidrolik tank ve sistem pompası kullanılarak yapılan temizleme işlemidir. İkinci temizleme işleminde kullanılan filtre, normal sistemde kullanılan filtrelere göre bir derece daha hassas seçilmelidir. Temizleme işleminde kullanılacak yağ, sistemin normal çalışması esnasında kullanılacak hidrolik yağ ile aynı cins olmalıdır. İstenen partikül boyutuna (NAS sınıfına) göre referans alınabilecek ikinci temizleme süreleri Tablo 1 de verilmiştir. Tespit edilen temizleme süreleri sonunda, dönüş filtresinin girişinden yağdan numune alınarak partikül analizi yapılır ve temizleme işlemine devam edilip-edilmeyeceği belirlenir.

358 TEMİZLEME İŞLEMİNDE DİZAYN PARAMETRELERİNİN TESPİTİ 4.1. Temizleme süresi: Birinci temizlik işleminin süresinin tespiti için, aşağıda verilen Formül (1) kullanılabilir. V t = x 5 Q t : Temizleme zamanı (saat) V : Tank kapasitesi (litre) Q : Pompa debisi (litre/dakika) (1) Tablo 1. İstenen kirlilik derecesine (NAS sınıfına) göre ikinci temizleme süresi NAS SINIFI İKİNCİ TEMİZLEME SÜRESİ NAS12 6 saat NAS11 12 saat NAS9 20 saat NAS8 44 saat Temizleme süresine bağlı olarak, partikül miktarının değişimi ile ilgili şema Şekil 3 te gösterilmiştir. Hidrolik yağdaki partikül miktarı Sistemdeki partikül konsantrasyonu Yeni yağdaki kirlilik konsantrasyonu Temizleme esnasında filtre edilen partikül miktarı Kabul edilir partikül konsantrasyonu Minimum temizleme zamanı Temizleme zamanı (saat) Şekil 3. Temizleme zamanına bağlı olarak hidrolik yağdaki partikül sayısının değişimi 4.2. Akışkan sıcaklığı: Temizleme işleminde kullanılan akışkan sıcaklığının, normal çalışma sıcaklığının üzerinde olması gerekir. Mineral yağlarda temizleme yağ sıcaklığının 60 0 C civarında olması tavsiye edilir. Yağın ısıtılması için Şekil 1 de gösterildiği şekilde sisteme ısıtıcı monte edilmelidir Akışkan hızı ve debisi (Pompa debisi) : Birinci temizlemede, kısa zamanda ve etkin bir şekilde temizleme işlemi için, borulardaki akış hızı mümkün olduğunca yüksek seçilmelidir. Pratikte akışkan hızı normal çalışma şartlarındaki akışkan hızının en az 2 katı seçilmelidir. Ayrıca bütün noktalarda akışın türbülanslı olması gerekir.

359 376 Türbülanslı akışlar için Reynolds sayısı (Re): v. d Re= 2320 ν Borulardaki debi miktarı (Q) : Q = v. A = v d 2 4 π (2) ve (3) numaralı eşitliklerden türbülanslı akış için minimum debi miktarı (Q): ν. d. π Q = 4 (4) no lu eşitlikten birinci temizleme işlemi için seçilmesi gereken minimum debi miktarı (Q): Q 0,11 ν. d (2) (3) (4) (5) (5) Numaralı eşitlikte; Q : Hacimsel debi (litre/dakika) d : Boru iç çapı (mm) ν : Kinematik viskozite (mm 2 /s) Böylece (5) numaralı eşitlikten birinci temizleme işlemi için pompa debisi tespit edilir. Temizleme işleminde kullanılacak pompa debisinin, normal çalışma debisine göre en az 2 kat olması gerektiği dikkate alınır. (5) numaralı denklemden bulunan debi ile normal sistem pompa debisinin 2 katı dikkate alınarak, hangi değer büyükse temizleme işleminde kullanılacak geçici pompa debisi olarak o değer seçilir. İkinci temizleme işleminde ise sistem pompası kullanılır Tank kapasitesi : Birinci temizleme işleminde kullanılan geçici tank kapasitesinin tespitinde aşağıda belirtilen 2 yol izlenebilir: Geçici pompa debisinin bir dakikada bastığı akış miktarının en az 3 katı seçilerek tank kapasitesi belirlenebilir veya temizleme işlemi yapılacak borulardaki akışkan miktarının en az 5 katı seçilerek geçici tank kapasitesi belirlenebilir Filtre seçimi : Birinci temizleme işlemi esnasında kullanılacak basınç ve dönüş filtreleri, normal sistemde kullanılan basınç ve dönüş filtrelerine göre aynı veya bir derece kaba seçilmelidir. İkinci temizleme işleminde ise normal sistemde kullanılan filtrelere göre bir derece daha hassas seçilmelidir. Temizleme esnasında temizleme işleminin durmaması için, filtreler 2 şerli ve paralel olarak monte edilmelidir. 5. HİDROLİK YAĞ KİRLİLİK STANDARTLARI Hidrolik yağların kirlilik derecesini gösteren çeşitli standartlar (sınıflandırma dereceleri) vardır. Bu standartların en çok yaygın olanları aşağıda verilmiştir.

360 377 Hidrolik yağların kirlilik derecesini gösteren standartlar: SAE 749 D ISO DIS 4406 CETOP RP 70 H NAS 1638 MIL STD 1246 A Bu standartlarla ilgili bilgiler Tablo 2 ve Tablo 3 te verilmiştir. Tablo 2. Yağların kirlilik derecesini gösteren standartların birbirleri ile karşılaştırılması ISO DIS 4406 veya CETOP RP 70H 26/23 25/23 23/20 21/28 20/18 20/17 20/16 19/16 18/15 17/14 16/13 15/12 14/12 14/11 13/10 12/9 18/8 10/8 10/7 10/6 9/6 8/5 7/5 6/3 5/2 Partikül/mililitre >10 µm ,3 1,4 1,2 0,6 0,3 0,14 0,04 ACFTD katı partikül mg/litre ,1 0,01 0,001 MIL STD 1246 A (1967) NAS 1638 (1964) SAE 749 D (1963) Tablo 3. NAS 1638 standardına göre hidrolik yağdaki partikül dağılımı (100 mililitre deki partikül sayısı) NAS 1638 NAS derecesi 5-15 micron 15*25 micron micron micron 100 microndan büyük

361 378 Hidrolik eleman üretici firmalarının çoğu, ürettikleri elemanlar için maksimum kirlilik derecesini belirtmektedirler. Belirtilen seviyenin üzerindeki kirlilik derecesi, ekipman ömrünün azalmasına sebep olur. Referans olması bakımından, çeşitli hidrolik ekipmanlar için tavsiye edilen genel kirlik dereceleri Tablo 4 te verilmiştir. Ancak en iyi yöntem hidrolik ekipman imalatçı firmasından, bu ekipmanlar için gerekli maksimum kirlilik derecelerini tavsiye eden yazılı bir doküman temin edilmesidir. Hidrolik devrelerdeki asitleme ve temizleme işlemleri, imalatçı firma tarafından belirtilen maksimum kirlilik derecesi dikkate alınarak yapılmalıdır. Tablo 4. Çeşitli Hidrolik Ekipmanlar için Genel Kirlilik Dereceleri HİDROLİK EKİPMAN ISO KODU Servo valfler 16/14/11 Oransal valfler 17/15/12 Kanatlı ve pistonlu tip hidrolik pompa ve motorlar 18/16/13 Yön kontrol valfleri, Basınç kontrol valfleri 18/16/13 Dişli tip pompa ve motorlar 19/17/14 Akış kontrol valfleri, Silindirler 20/18/15 Yeni kullanılmamış yağ 20/18/15 SONUÇ Erdemir 1.Soğuk haddehane tesislerinde yeni devreye alınan üretim hatlarına ait hidrolik sistemleri devreye almadan önce, asitleme ve temizleme işlemlerinin yapılması mutlaka sağlanmaktadır. Hidrolik devrelerde asitleme ve temizleme işlemlerinin iyi bir şekilde yapılması sayesinde, kirlilikten kaynaklanan arıza ve hat duruşları tamamen önlenmiştir. Yeni devreye alınacak hidrolik sistemlerin uzun ömürlü ve problemsiz olarak çalışması için, hidrolik istemleri devreye almadan önce, asitleme ve temizleme işlemlerinin mutlaka yapılması gerekir. Eğer mevcut hidrolik sisteme ilave hidrolik devre ilave edilecekse, ilave edilecek devrenin dışarıda ayrı olarak asitleme ve temizleme işlemlerinin yapılmasından sonra mevcut sisteme montajı yapılmalıdır. Asitleme ve temizleme işlemleri esnasında, teknik emniyet şartları göz önünde bulundurulmalıdır. Hidrolik devrelerde yapılacak temizleme işlemi için, bu devrelerdeki en hassas eleman dikkate alınarak temizleme yapılmalıdır. SEMBOLLER: d : Boru çapı v : Akış hızı Q : Pompa debisi V : Tank hacmi Re : Reynolds sayısı ν : Kinematik viskozite KAYNAKLAR [1] Drexler P, Faatz H, Feicht F, Geis H, Morlok J, Wiesmann E., Planning and Design of Hydraulics Power Systems, The Hydraulic Trainer, Volume 3. MANNESMANN REXROTH. [2] Çayır E., Hidrolik Boru Devrelerine Asitleme ve Temizleme İşlemlerinin Uygulanması, Seminer Notları.

362 379 ÖZGEÇMİŞLER Emrullah ÇAYIR 1961 yılında Şiran/Gümüşhane de doğdu yılında Hacettepe Üniversitesi Zonguldak Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği bölümünü bitirdi yılında Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makine Mühendisliği Bölümünden Yüksek Lisans ve 1996 yılında İstanbul Teknik Üniversitesi Makine Mühendisliği ana bilim dalında Doktora derecelerini aldı yılında Anadolu Üniversitesi Açık Öğretim Fakültesi İktisat bölümünü bitirdi yıllarında Orta Doğu Teknik Üniversitesi nde, yılları arasında Hacettepe Üniversitesi nde Araştırma Görevlisi olarak çalıştı yılından beri Erdemir de etüt ve bakım mühendisi olarak çalışmaktadır. Çalışmalarını enerji optimizasyonu ve bilgisayar destekli bakım sistemleri alanlarında yoğunlaştırmıştır. Soner ARSLAN 1976 Yılında Karadeniz Ereğli de doğdu yılında Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makine Mühendisliği Bölümünü bitirdi yılları arasında özel sektöre ait boru fabrikasında proje mühendisi olarak çalıştı yılında Erdemir e girdi. Halen Erdemir de bakım mühendisi olarak çalışmaktadır.

363 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN - 33 Geriye Doğru Basamaklar Arkasında Kompleks Çevrintili Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması TAHİR KARASU Osmangazi Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü

364 475 GERİYE DOĞRU BASAMAKLAR ARKASINDA KOMPLEKS ÇEVRİNTİLİ TÜRBÜLANSLI AKIŞIN SAYISAL HESAPLANMASI Tahir KARASU ÖZET Bu araştırma, geriye doğru basamaklar arkasında üç farklı Reynolds sayısı için sürekli, sıkıştırılamayan, iki-boyutlu, ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akışın kapsamlı bir çalışmasının sayısal hesaplama sonuçlarını sunmaktadır. Hibrit yöntemiyle geleneksel sonlu hacim metodunu kullanarak, SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Standart yüksek Reynolds sayılı k-ε türbülans modeliyle beraber, süreklilik ve momentum korunum denklemlerinin sayısal çözümleri, iteratif bir sayısal çözüm tekniğini kullanarak sağlanmıştır. Katı cidarlar yakınında cidar fonksiyonları kullanılmıştır. Geriye doğru basamaklı akış geometrilerinin çeşitli kesitlerinde yerel akış yönü hız profilleri, türbülans kinetik enerji profilleri, türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı profilleri, türbülans viskozite profilleri ve üst cidar boyunca cidar kayma gerilmesinin dağılımı için sayısal hesaplamalar sunulmuş ve deneysel bulgularla ayrıntılı olarak karşılaştırılmıştır. Sayısal hesaplama sonuçları çeşitli deneysel ölçümlerle genel olarak iyi uyumdadır. 1. GİRİŞ Şekil 1 de gösterilen geriye doğru bir basamak arkasında, ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akış büyük pratiksel önem taşımaktadır. Bu akış, ayrışma ve yeniden birleşme gibi temel fiziksel olayları incelemek için çok iyi bir örnek oluşturmaktadır. Şekil 1 de gösterildiği üzere, bu akışta üç temel akış rejimi mevcut olup bunlar; yeniden birleşmeli bir kayma tabakası, kompleks çevrintili bir akış bölgesi ve durgun bir akış bölgesidir. Bu akış rejimleri türbülans modellerinin geçerliğini titizlikle test eder. Geriye doğru bir basamak arkasındaki kompleks çevrintili türbülanslı akış, hem deneysel ve hem de teorik olarak pekçok araştırmacı tarafından incelenmiştir. Bu araştırmacılar arasında Kasagi ve Matsunaga [1], Fessler ve Eaton [2], Ruck ve Makiola [3], Chun ve Sung [4], de Groot [5], Kim et al. [6], Vogel ve Eaton [7], ve Karasu et al. [8-13] sadece birkaçıdır. Bu araştırmada, Kasagi ve Matsunaga [1], Fessler ve Eaton [2], ve Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleri sayısal hesaplamalarla karşılaştırmak için kullanılmıştır. Bu araştırmanın ana amacı, Launder ve Spalding in [14] standart yüksek Reynolds sayılı k-ε türbülans modelini cidar fonksiyonları sınır koşuluyla beraber kullanarak, geriye doğru basamaklar arkasında sürekli, iki-boyutlu, sıkıştırılamayan kompleks çevrintili türbülanslı akışın sayısal hesaplamasını yapmak ve sayısal hesaplamaların geçerliğini kontrol etmek için deneysel ölçümlerle karşılaştırmaktır.

365 MATEMATİKSEL FORMÜLASYON 2.1. Hareket Denklemleri ve Türbülans Modeli Şekil 1 e ilişkin olarak, geriye doğru basamaklar arkasında sürekli, iki-boyutlu, sıkıştırılamayan ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akışın sayısal hesaplanmasında kullanılan matematiksel formülasyon, akışı yöneten hareket denklemlerinin türbülans modeli denklemleriyle beraber aynı anda çözümünü gerektirmektedir. Süreklilik, momentum, türbülans kinetik enerji ve türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı korunumunu gösteren taşınım denklemleri, kartezyen koordinatları sisteminde genel bir diferansiyel denklem halinde aşağıdaki biçimde ifade edilebilir: x y x φ φ x y φ φ y ( ρuφ) + ( ρvφ) Γ Γ = S φ (1) burada φ ; u, v, k ve ε bağımlı değişkenleri göstermektedir. u, v sırasıyla yatay (x) ve dikey (y) yönlerindeki yerel zaman ortalaması alınmış hız bileşenleridir. k ve ε sırasıyla yerel türbülans kinetik enerji ve türbülans kinetik enerji kaybolma miktarıdır. Γ φ ve S φ sırasıyla genel değişken φ için türbülans yayınım katsayısı ve kaynak terimidir, ρ ise akışkanın yoğunluğudur. Eğer φ bire, Γ φ ve S φ sıfıra eşitlenirse (1) denklemi süreklilik denklemine indirgenir. Bu araştırmada kullanılan türbülans modeli Launder ve Spalding in [14] standart k-ε modelidir. Basınç, Patankar ın [15] basınç düzeltme denkleminden çıkarılmıştır. Akışı yöneten hareket denklemleri Tablo 1 de özetlenmiştir. Tablo 1. Hareket denklemleri φ Γ φ u v k ε 2 Not: 1. μ = C μ ρ k / ε t μ e = μ + μ t P u v + μ e + μ e x x x y x μ e P u v + μ e + μ e y x y y y μ e σ k G ρε μ e ε ( C1 G C2 ρε) σ ε k 2. Türbülans modeli sabitlerine aşağıdaki değerler verilmiştir [14]: 3. C μ = 0.09, C 1 = 1.44, C 2 = 1.92, σ = 1.0, σ ε = 1.3 k u v u v G = μt x y y x S φ

366 477 U ref Kayma tabakası H h y U=0 Çevrintili akış bölgesi x xr Yeniden birleşme noktası Şekil 1. Koordinat sistemi ve geriye doğru basamak akış geometrisi Sınır Koşulları Gözönüne alınan geriye doğru basamaklar arkasında kompleks çevrintili türbülanslı akış için sınır koşulları aşağıdaki gibidir. Basamağın giriş düzleminde akış yönü hız dağılımı deneysel ölçümlerden belirtilirken, dikey yönündeki hız ise sıfıra eşit kılınmıştır. Türbülans büyüklükleri k ve ε na düzgün değerler verilmiştir;yani, k=( ) u 2 o (veya u 2 ref ) ve ε= (C µ k 3 / 2 / 0.03H), burada u o (veya u ref ) girişteki ortalama hız olup H ise kanalın yüksekliğidir. Çıkışta tamamıyla gelişmiş akış koşullarının hüküm sürdüğünün kabul edilebilmesi için, kanalın çıkış düzlemi çevrintili akış bölgesinden yeteri kadar uzaklıkta alınmıştır. Yani, çıkış düzleminde dikey hız sıfır kabul edilmiş ve bağımlı değişkenlerin akış yönündeki tüm gradyantlarının sıfır olduğu varsayılmıştır. Hesaplamalar, çıkış düzleminin giriş düzleminden 25 basamak yüksekliğinde alındığı aşağı akışa kadar sürdürülmüştür. Üst, alt ve basamak cidarlarında hız bileşenleri u, v ile türbülans büyüklükleri k ve ε sıfıra eşit kılınmıştır. Katı cidar yakınındaki ağ noktalarında k ve ε nun değerleri Launder ve Spalding in [14] cidar fonksiyonları kullanılarak hesaplanmıştır. Sayısal ıraksamaya neden olmamak için, ilk sayısal hesaplama alanı değerleri tüm hesaplama alanı boyunca uygun olarak belirtilmiştir Sayısal Çözüm Yöntemi Bu sayısal çalışmada, geleneksel sonlu hacim yaklaşımı kullanarak, Patankar ve Spalding in [15] SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. (1) numaralı kısmi diferansiyel denklemleri hibrit yöntemiyle bir kontrol hacme dayanan sonlu fark metoduyla ayrıklaştırılmıştır. Sınır koşullarıyla bağımlı olarak kısmi diferansiyel denklemlerin sonlu hacim biçimleri, üç köşegenli matris formuyla birlikte, kolon kolon çözüm yöntemini kullanarak iteratif olarak çözülmüştür Hesaplama Ayrıntıları Sayısal hesaplamalar IBM ES / 9121 bilgisayarında yapılmıştır. Sayısal ağ dağılımı, Şekil 2 de gösterildiği gibi, geriye doğru basamak kanalının cidarları yakınında ve çevrintili akış bölgesinde yoğun ağ çizgileri konsantrasyonuyla düzgün olmayan bir şekilde oluşturulmuştur. İncelenen herbir akış durumu için ağ-bağımsız bir çözüm elde etmek amacıyla farklı ağ büyüklükleriyle ağ testleri yapılmıştır. Burada sunulan tüm hesaplamalar ağ-bağımsızdır. Tablo 2 gözönüne alınan herbir akış durumu için hesaplama gereksinimlerinin ayrıntılarını özetlemektedir. Bu tabloda N yakınsamış bir çözüm elde etmek için yapılmış olan iterasyonların sayısıdır. T ise cpu saniye cinsinden zaman ve T/N de iterasyon sayısı başına zamandır.

367 478 Şekil 2. Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru basamaklı akış geometrisi için sayısal ağ dağılımı. Tablo 2. Akış durumu, Reynolds sayısı, ağ büyüklüğü, cpu zamanı ve iterasyon sayısı. Akış Durumu Re Ağ Büyüklüğü T, cpu zamanı N T/N (x) x (y) (saniye) Kasagi ve Matsunaga [1] x Fessler ve Eaton [2] x Ruck ve Makiola [3] x BULGULAR VE TARTIŞMA Geriye doğru basamaklar arkasında ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akış için üç farklı Reynolds sayısında sayısal hesaplamalar yapılmış ve hesaplamaların sonuçları Kasagi ve Matsunaga [1], Fessler ve Eaton [2], ve Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılmıştır. Hesaplanan yerel akış yönü hız profilleri geriye doğru basamak kanalının bir yanından öbür yanına x/h=1 den 25 e kadar olan akış yönü kesitlerinde Re=5540 için Şekil 3 te Kasagi ve Matsunaga nın [1] deneysel bulgularıyla karşılaştırılmıştır. Yerel akış yönü hızı u kanalın merkezinde üst akışta maksimum hız u c ile boyutsuz kılınmıştır. Reynolds sayısı üst akışta kanalın orta çizgisi üzerindeki hıza ve basamak yüksekliğine dayanır. Yani, Re=u c h / ν. İki-boyutlu kanalda, sayısal hesaplama alanı basamaktan 25 basamak yüksekliğinde aşağı akışta bir akış yönü mesafesine kadar uzatılmıştır. Şekil 3 ten görüldüğü üzere, iki-boyutlu kanal boyunca akış yönü hız profili gelişmekte, ve hesaplanan akış yönü hız profilleri karşılıkları olan deneysellerle iyi uyum içindedir. Buna rağmen, hesaplanan kompleks çevrintili akış bölgesi deneyselden uzunlukça daha kısa ve genişlikçe daha incedir. Hesaplanan akış tutunma uzunluğunun takriben x/h=4 kesitinde oluştuğu bulunmuştur. Oysa, deneysel akış tutunma uzunluğunun x/h=6.51 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Bu problemin kaynağı standart k-ε türbülans modelinin bir sınırlamasıdır. Model, sağlanılan extra türbülans enerji ile etkisinin hissedildiği yutulma hareketleri arasında geçen zamanı dikkate almamaktadır. Hesaplanan türbülans kinetik enerji profilleri ve bunların Kasagi ve Matsunaga nın [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması, boyutsuz olarak k / u 2 c cinsinden, Şekil 3 teki gibi aynı aşağı akış kesitleri için, Şekil 4 te gösterilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, akış geriye doğru basamak kanalı boyunca geliştikçe, deneysel türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır. Bu özellik aynı zamanda hesaplamalar tarafından da gösterilmiştir. Ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili akış bölgesinde deneysel türbülans kinetik enerji profillerinin aşırı hesaplanmasına rağmen, hesaplanan profiller karşılıkları olan deneysellerle aynı trendi göstermektedir. Sonuç olarak, sayısal hesaplamalar ile deneysel ölçümler arasında ulaşılan uyum genel olarak oldukça iyidir. Şekil 5 ve 6, sırasıyla,

368 479 Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru basamaklı akış geometrisinin bir tarafından öbür tarafına hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ile türbülans viskozite profillerini Şekil 3 ve 4 teki gibi aynı aşağı akış kesitleri için sergilemektedir. Hesaplanan profiller sırasıyla girişteki türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ε in ve türbülans viskozite µ tin ile boyutsuz hale getirilmiştir. Bu şekiller, geriye doğru basamak kanalı boyunca hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ile türbülans viskozite profillerinin nasıl geliştiklerini göstermektedir. Şekil 7 de geriye doğru basamak akış geometrisi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0) gösterilmiştir. Alt cidardan ölçülen dikey mesafe y basamak yüksekliği h ile boyutsuzlaştırılmış ve basamak yüksekliği ile boyutsuzlaştırılan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak çizilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, hesaplanan akış yapışma uzunluğu takribi olarak x/h=4 kesitinde oluştuğu bulunmuştur. 3 2 x/h= y / h 1 h Hesaplamalar Deney U / U c Şekil 3. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Kasagi ve Matsunaga nın [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. 3 2 x/h= y / h 1 h Hesaplamalar k / U c Deney Şekil 4.Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profillerinin Kasagi ve Matsunaga nın [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. Hesaplanan akış yönü hız profilleri ve bunların Fessler ve Eaton un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması, boyutsuz şekilde u/u o cinsinden, x/h=1 den 25 e kadar değişen akış yönü kesitlerinde Re=18400 için Şekil 8 de gösterilmiştir. Burada Reynolds sayısı girişte kanal orta çizgisi üzerinde

369 480 ölçülen u o referans hızına ve h basamak yüksekliğine dayanır. Yani, Re= u o h / ν. Bu akış durumu için, sayısal hesaplama alanı geri basamaktan 25 basamak yüksekliğinde aşağı akışta bir akış yönü mesafesine kadar uzatılmıştır. Şekilden görüldüğü üzere, hesaplanan akış yönü hız profilleri ile karşılıkları olan deneyseller arasında genel olarak oldukça iyi uyum varolmasına rağmen, Şekil 3 te gözlemlendiği gibi, hesaplanan kompleks çevrintili akış bölgesi deneyselden uzunlukça daha kısa ve genişlikçe daha incedir. Hesaplanan akış yapışma uzunluğu takribi olarak x/h=5 noktasında oluşurken, deneysel akış yapışma uzunluğunun ise x/h=7.4 noktasında oluştuğu bildirilmiştir. Şekil 9 da 3 2 x/h= y / h 1 h ε / ε in Şekil 5. Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı profilleri. 3 x/h= y / h 1 h µ t / µ tin Şekil 6. Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans viskozite profilleri 1 Step 0.8 y / h x / h Şekil 7. Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış geometrisi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0)

370 481 Fessler ve Eaton un [2] geriye doğru basamaklı akış geometrisinin bir yanından öbür yanına hesaplanan türbülans kinetik enerji profilleri, Şekil 8 deki gibi aynı aşağı akış kesitleri için, boyutsuz olarak k/u 2 o cinsinden çizilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, akış iki-boyutlu kanal boyunca geliştikçe, hesaplanan türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır y / h 1 x/h= h Hesaplamalar Deney U / U o Şekil 8. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Fessler ve Eaton un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması x/h= y / h h k / U o 2 Şekil 9. Fessler ve Eaton un [2] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profilleri. Şekil 10 geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilleri ile Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleri arasında, x/h=1 den 15 e kadar değişen akış yönü kesitlerinde Re=64000 için bir karşılaştırma vermektedir. Reynolds sayısı Re= u o h / ν olarak tanımlanmıştır. Burada u o basamaktan önce hız profilindeki maksimum hızdır, h ise basamak yüksekliğidir. Bu akış durumu için, sayısal hesaplama alanı basamaktan aşağı akışta 25 basamak yüksekliğinde bir akış yönü mesafesine kadar uzanır. Şekil 10 incelendiğinde görülüyor ki, hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilleri karşılıkları olan deneysellerle iyi kalitatif uyum göstermektedir. Akış

371 482 iki-boyutlu kanal boyunca geliştikçe bu uyum daha da iyi olmaktadır. Bununla beraber, önceki araştırılan akış durumlarında olduğu gibi, kompleks çevrintili akış bölgesinin uzunluğu daha kısa olarak hesaplanmıştır. Hesaplanan kayma tabakası akışının yapışma uzunluğunun takriben x/h=5.5 kesitinde oluştuğu bulunurken, deneysel kayma tabakası akışının yapışma uzunluğunun ise takribi olarak x/h=8 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Bu problemin kaynağı standart k-ε türbülans modelinin bir sınırlamasıdır. Model, yaratılan extra türbülans enerji ile etkisinin hissedildiği yutulma hareketleri arasında geçen zamanı dikkate almamaktadır. Kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profillerinin gelişimi, Şekil 10 daki gibi aynı aşağı akış kesitleri için, Şekil 11 de gösterilmiştir y (mm) h x/h= Hesaplamalar Deney U / Uo Şekil 10. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. 50 x/h= y ( mm ) h k / U o 2 Şekil 11. Ruck ve Makiola nın [3] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profilleri. Şekilden görüldüğü üzere, kanal boyunca türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır. Şekil 12, geri basamakta hesaplanan geri akışın geometrik yerini (u=0) gösterirken, akış tutunma uzunluğunun yaklaşık olarak x/h=5.5 kesitinde oluştuğunu da göstermektedir. Şekil 13 ise, kompleks çevrintili akış bölgesinde hesaplanan boyutsuz maksimum negatif akıntıya karşı yönde olan hızın, Ruck ve Makiola nın [3] deneysel bulgularıyla bir karşılaştırmasını vererek, k-ε türbülans modelinin bu maksimum negatif hızın akış yönündeki yerini deneyselden daha kısa olarak hesapladığını

372 483 göstermektedir. Buna rağmen, hesaplamalar deneysel ölçümlerle aynı trendi sergilemektedir. Son olarak, Şekil 14 te Ruck ve Makiola nın [3] geriye doğru basamaklı akış geometrisinin üst cidarı boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin dağılımı, basamak yüksekliği ile boyutsuzlaştırılan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak gösterilmiştir. Şekilden gözlemlendiği üzere, cidar kayma gerilmesinin tamamıyla gelişmiş değeri takriben x/h=22 kesitinde elde edilmiştir. 1 Step y / h x / h Şekil 12. Ruck ve Makiola nın [3] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış geometrisi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0). 0.3 Hesaplamalar Deney 0.2 U max / U o x / h Şekil 13. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kompleks çevrintili akış bölgesinde hesaplanan boyutsuz maksimum negatif akış yönü hızının Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması τ wτ 2 (N/m 2 ) x / h Şekil 14. Ruck ve Makiola nın [3] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış geometrisi için kanalın üst cidarı boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin dağılımı.

373 484 SONUÇ Geriye doğru basamaklar arkasında ayrımlı ve yeniden birleşmeli, kompleks çevrintili türbülanslı akış için üç farklı Reynolds sayısında, standart yüksek Reynolds sayılı k-ε türbülans modelini kullanarak sayısal hesaplamalar yapılmıştır. Geleneksel sonlu hacim yöntemini kullanarak, Patankar ve Spalding in [15] SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Üç farklı geriye doğru basamaklı akış geometrileri için standart k-ε türbülans modelinin performansı araştırılmıştır. Standart k-ε türbülans modeliyle elde edilen hesaplanan yerel akış yönü hızı ve türbülans kinetik enerji profilleri literatürde bildirilen çeşitli deneysel ölçümlerle karşılaştırılmıştır. İki-boyutlu kanal karşısında hesaplanan ve ölçülen yerel akış yönü hızı ile türbülans kinetik enerji profillerinin karşılaştırılması genel olarak oldukça iyidir. Bununla beraber, basamak arkasındaki kompleks çevrintili akış bölgesinin uzunluğu ve genişliği standart k-ε türbülans modeli tarafından daha küçük olarak hesaplanmıştır. KAYNAKLAR [1] KASAGI, N.,and MATSUNAGA, A., 3-D Particle-Tracking Velocimetry Measurement of Turbulence Statistics and Energy Budget in a Backward-Facing Step Flow, Int. J. Heat and Fluid Flow, 16, , [2] FESSLER, J.R., and EATON, J.K., Particle Response in a Planar Sudden Expansion Flow, Experimental Thermal and Fluid Science, 15, , [3] RUCK, B., and MAKİOLA, B., Particle Dispersion in a Single-Sided Backward-Facing Step Flow, Int. J. Multiphase Flow, 14, , [4] CHUN, K.B., and SUNG, H.J., Control of Turbulent Separated Flow Over a Backward-Facing Step by Local Forcing, Experiments in Fluids, 21, , [5] de GROOT, W.A., Laser Doppler Diagnostics of the Flow Behind a Backward-Facing Step, Ph.D. Thesis, Georgia Institute of Technology, Atlanta, GA,1985. [6] KIM, J., KLINE, S.J., and JOHNSTON, J.P., Investigation of a Reattaching Turbulent Shear Layer: Flow Over a Backward-Facing Step, ASME J. Fluids Eng.,102, , [7] VOGEL, J.C., and EATON, J.K., Combined Heat Transfer and Fluid Dynamic Measurements Downstream of a Backward-Facing Step, ASME J. Heat Transfer, 107, , [8] KARASU, T., KURAL, O., EĞRİCAN, N., ATAER, Ö.E., BORAT, O., ÖZCAN, O., Computer Simulation of Turbulent Flow Over Backward-Facing Steps, Fourth Turkish National Combustion Symposium, 19 th -21 st July 1995, Kirazlıyayla, Uludağ, Bursa, Türkiye, Proc., , [9] KARASU, T., KURAL, O., Geriye Doğru Basamaklar Üzerinde Türbülanslı Akışın Sayısal Simülasyonu, Kayseri Birinci Havacılık Sempozyumu, Kayseri, Bildiriler Kitabı, , [10] KARASU, T., KURAL, O., ATAER, Ö.E., Kanallarda Türbülanslı Akımların Sayısal Hesaplanması, 9. Ulusal Mekanik Kongresi, Ürgüp, Bildiriler Kitabı, , [11] KARASU, T., Numerical Investigation of Separating and Reattaching Turbulent Flow Over Backward-Facing Steps, 3. Ulusal Hesaplamalı Mekanik Konferansı, İstanbul, Bildiriler Kitabı, , [12] KARASU, T., KURAL, O., EĞRİCAN, N., BORAT, O., ÖZCAN, O., Numerical Simulation of Turbulent Flow in Axisymmetric Sudden Expansions, Fourth Annual Mechanical Engineering Conference of ISME Second International Mechanical Engineering Conference, Shiraz, Iran, Proc., 2, , [13] KARASU, T., CHOUDHURY, P.R., and GERSTEIN, M., Prediction of Some Turbulent Flows Using Upwind and Hybrid Discretisation Schemes and the Two-Equation Turbulence Model, Journal of the Faculty of Engineering of Uludağ University, 1, 1-20, [14] LAUNDER, B.E., and SPALDING, D.B., The Numerical Computation of Turbulent Flows, Comp. Meth. Appl. Mech. Engng., 3, , [15] PATANKAR, S.V., Numerical Heat Transfer and Fluid Flow, Chapters 5 and 6, , [16] Hemisphere, McGraw-Hill, Washington, DC, 1980.

374 485 ÖZGEÇMİŞ Tahir KARASU 1950 yılında Eskişehir de doğdu. D.I.C. (Diploma of Imperial College), Imperial College of Science, Technology and Medicine, London, U.K.; M.Sc., The University of Birmingham, Birmingham, U.K.; ve Ph.D., The University of London, London, U.K.; derecelerini aldı yıllarında Amerika Birleşik Devletlerinde Kaliforniya da Los Angeles ta Güney Kaliforniya Üniversitesi nde postdoktoral araştırmacı olarak çalıştı yıllarında Uludağ Üniversitesi nde, yıllarında Çukurova Üniversitesi nde, ve yıllarında Anadolu Üniversitesi nde çalıştı te doçent, 1995 te profesör oldu yılından bu yana Osmangazi Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nde Termodinamik Anabilim Dalı Başkanlığını yapmakta olan Prof. Dr. Tahir Karasu İngilizce bilmekte ve ağırlıklı olarak Akışkanlar Mekaniği, Termodinamik, Isı Transferi, Sayısal Akışkanlar Dinamiği ve Isı Transferi alanlarında çalışmaktadır.

375 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ - 29 Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfleri NECİP ÇAYAN Bosch-Rexroth A.Ş.

376 397 ELEKTROPNÖMATİK BASINÇ KONTROL VALFLERİ Necip ÇAYAN ÖZET Endüstriyel uygulamalarda otomasyon ürünlerinin daha fazla kullanılmasına paralel olarak elekropnömatik basınç kontrol valfleriyle geliştirilen sistemler son yıllarda yaygınlık kazanmaya başlamıştır. Dinamik olarak basıncın kontrol edilmesi ve ihtiyaca göre süratle değiştirilmesi gereken sprey boyama, kumaş veya kağıt gerginliği kontrolü, mobil fren donanımları ve retarder sistemleri, yakıt enjeksiyon pompaları, iplik bükme, kaynak ve taşlama basıncı kontrolü gibi birçok endüstriyel uygulamada bu tip valfler kullanılmaktadır. Klasik pnömatik, sistemin yalnızca mekanik ve pnömatik bölümüyle ilgilenirken günümüzün modern otomasyon uygulamalarının vazgeçilmez bir parçası olan elektropnömatik, mekanikle beraber elektronik kontrol sistemini de içermektedir. Elektropnömatik basınç kontrol valfleri en temel anlatımla sistemdeki basıncı oldukça hassas olarak kontrol etme ve gerektiğinde değiştirme işlevini yerine getirmektedir. Elektropnömatik basınç kontrol valfleri ile projelendirilen uygulamalarda, sistem basıncı, debisi,çalışma elemanlarının hızı, pozisyonu, kuvveti ve momenti oldukça esnek ve ekonomik olarak kontrol edilebilmektedir. Bu çalışmada elektropnömatik kontrol valflerinin karakteristik özellikleri, kontrol algoritmaları, çalışma prensipleri ve uygulama alanları incelenecektir. 1.GİRİŞ 1.1. Tanımlar Pnömatik sistemlerde kullanılan basınç regülatörü ve hız ayar valfleri, sistemdeki basınç ve debinin kontrol edilmesini sağlamaktadır. Kısma valfi, basınçlı hava hattının kesit alanını değiştirerek debiyi ayarlar. (Örnek: Pnömatik bir silindirin hız ayarı) Bu valfin dezavantajlı yönü, besleme hattındaki basınç değişimlerini dengeleme yeteneğinin bulunmamasıdır. Basınç regülatörlerinin ise böyle bir dezavantajı yoktur. Besleme hattındaki basınç ayarlanılan değerin altına düşmediği taktirde basınç sabit tutulabilir. Klasik pnömatikte sıklıkla kullanılan bu komponentlerin elektropnömatik ürün karşılıkları da mevcuttur. Eğer klasik pnömatik ve elektropnömatik arasında bir analoji yapılırsa hız ayar valfinin karşılığı oransal valf, basınç ayar valfinin karşılığı elektropnömatik basınç kontrol valfi olacaktır.

377 398 Şekil 1.1. Pnömatik semboller (a)kısma valfi (b) 2/2 Oransal valf (c) Basınç regülatörü (d)pilot kontrollü basınç kontrol valfi (e) Direkt kontrollü oransal basınç kontrol valfi (Pnömatik ve hidrolik devre elemanları ile ilgili semboller ve standartlar ISO-DIN 1219 da belirtilmiştir. Bazı valflerin sembolleri farklı kaynaklarda değişik şekillerde gösterilebilir.) Tablo 1.1. Analog ve elektronik akış/basınç kontrol valflerinin genel özellikleri Klasik Pnömatik Elektropnömatik Hız Ayar (Kısma) Valfi Oransal (2/2) Valfi Basınç Ayar Valfi Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfi Hız Ayar Valfi 2/2 Oransal Valf Basınç Valfi Ayar E/P Basınç Kontrol Valfi Debi Regülasyonu EVET EVET HAYIR HAYIR Basınç Regülasyonu HAYIR HAYIR EVET EVET Giriş Basıncındaki Değişimleri Dengeleyebilme Çıkış Basıncındaki Değişimleri Dengeleyebilme HAYIR HAYIR EVET EVET HAYIR HAYIR EVET EVET Debi Kontrol Mekanizması Mekanik Elektronik - - Basınç Kontrol Mekanizması - - Mekanik Elektronik 1.2. Hız Ayar Valfi- 2/2 Oransal Valf Hız ayar valfleri ve 2/2 oransal valfler, kesit alanı değişebilen bir kısma noktası (a) yardımıyla basınçlı havanın akış hızını ve dolayısıyla debisini kontrol eder. Hız ayar valfinde kısma işlemi, mekanik olarak el ile ayarlanan bir vidanın (b) havanın geçiş alanını kısıtlamasıyla gerçekleşir. Aşağıdaki şekilde yer

378 399 alan 2/2 oransal valfte ise kısma işlemi, konumu ve dolayısıyla etkin hava geçiş kesiti hassas olarak kontrol edilebilen oransal selenoid (b) ile kontrol edilmektedir. Şekil 1.2. Hız ayar valfi ve oransal kısma valf 1.3 Basınç Regülatörü-Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfi Basınç regülatörleri, çıkış basıncını yay ve diyaframdan oluşan bir mekanizma yardımıyla kontrol etmektedir. Elektropnömatik basınç kontrol valflerinde ise mekanik kontrol yerine elektronik olarak kontrol edilebilen bir veya iki adet selenoid valf bulunur. Her iki pnömatik komponentin çıkış basıncını kontrol eden geri besleme sistemi (d), diyafram (c) ve oturtmalı (poppet) valfi (a) bulunmaktadır. Şekil 1.3. Basınç regülatörü ve pilot kontrollü elektropnömatik basınç kontrol valfinin iç yapıları 1.4. Elektronik Kontrol Oransal ve elektropnömatik basınç kontrol valfleri, istenilen ayar ve kontrol işlevini elektronik kontrol algoritmaları aracılığıyla yerine getirmektedir. Elektronik kontrol ile kontrol edilen sistemin çıkış basıncını veya debisini, elektrik sinyalleri aracılığıyla ayarlamak mümkündür. Gereken sinyal, mekanik bir uyarı yerine elektronik olarak basınç kontrol valfine iletilir. Şekil 1.4. Elektropnömatik basınç kontrol sistemi elemanları (a) Proses kontrol ünitesi-plc (b) Sinyal ve güç kablosu (c) Basınç kontrol valfi (d) Pnömatik basınç hattı (e) Basınç kontrolü yapılan sistem 1.5. Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfi Aşağıdaki şekilde, elektropnömatik basınç kontrol valfinin blok diyagramı yer almaktadır. Bu diyagramda yer alan komponentler ile ilgili detaylar daha sonra incelenilecektir.

379 400 Şekil 1.5. Elektropnömatik basınç kontrol valfinin blok diyagramı (a) Güç kaynağı (b) Komut giriş değeri (c) Gerçek çıkış değeri (d) Kontrol sistemi (e) Basınç sensörü çıkış modülü (f) Pnömatik bağlantılar Elektropnömatik basınç kontrol valfi genellikle basınç regülasyonu amacıyla kullanılır. Çıkış basıncı, kontrol sistemine elektrik sinyali olarak gönderilen bir giriş değerine göre ayarlanır. Aşağıda yer alan grafik, valfin çıkış basıncı ile sinyal giriş değeri arasındaki ilişkiyi göstermektedir. Şekil Bar çıkış, 4-20 ma giriş değerine sahip elektropnömatik basınç kontrol valfinin girişçıkış karakteristik eğrisi 2.KONTROL ALGORİTMALARI Endüstriyel otomasyon sistemlerinde kullanılan kontrol algoritmaları ile elektropnömatik basınç kontrolünde kullanılan kontrol sistemlerinde birçok benzerlikler bulunmaktadır. Bu bölümde temel kontrol sistemleri ve algoritmaları incelenecektir Açık ve Kapalı Devre Kontrol Sistemleri Kapalı ve açık devre kontrol algoritmaları arasında çok temel farklılıklar bulunmaktadır. Açık devre kontrol sisteminde kontrol edilen parametre ile ilgili ayarlama yapılır ancak ayarlanılan bu değerle ilgili herhangi bir ölçme, değerlendirme veya düzeltme asla yapılmaz. Kapalı devre kontrol algoritmalarında ise ayarlanılan değerle ilgili sürekli ölçmeler yapılarak istenilen çıkış değerinin kontrol edilmesi ve sabit kalması sağlanır. Açık ve kapalı devre kontrol sistemleri arasındaki algoritma farklılıkları, motorlu bir taşıtın hızının kontrol edilmesiyle ilgili bir örnekle açıklanabilir. Açık devre kontrol sisteminde motorlu taşıtın sürücüsü gaz pedalı (a) yardımıyla aracın hızının istediği değere ulaşmasını ve bu seviyede sabit kalmasını sağlamaktadır. Sürücünün gaz pedalı üzerindeki

380 401 basıncı sabit tutması durumunda aracın hızı sabit kalacaktır. Ancak bu kontrol algoritmasında ayarladığınız parametrenin değerini değiştirebilecek harici faktörler göz önüne alınmamıştır. Aracın hızı, yolun eğimi ve rüzgarın etkisi değişmediği müddetçe sabit kalır. Bu iki harici etkenden birisi değiştiği taktirde araç yavaşlayacak veya hızlanacaktır. Şekil 2.1. Klasik hız kontrol sistemi Gaz pedalı (a) aracılığıyla hız ayarı (Açık devre kontrol sistemi) Kapalı devre kontrol algoritmasında ise aracın hızı daha gelişmiş bir sistemle kontrol edilmektedir. Sürücü açık devre sistemde olduğu gibi gaz pedalı (a) aracılığıyla istediği hız değerini tayin eder ve otomatik sabit seyir (auto-cruise) sistemini devreye sokar. Ancak bu sistemde tekerleğe entegre edilmiş bir takometre (b) bulunmaktadır ve bu takometrenin ölçtüğü hız değeri kontrol ünitesine iletilir. Kontrol ünitesi, sürücünün gaz pedalıyla ayarlayıp sabitlediği değerle takometreden gelen ölçüm sinyalini sürekli olarak karşılaştırır ve gerekirse motor devrini değiştirerek sürücü tarafından ayarlanılan değere ulaşmaya ve bu değeri sabit tutmaya çalışır. Şekil 2.2. Gelişmiş hız kontrol sistemi (a), Gaz pedalı (b) Hız sensörü takometre (c) Elektronik kontrol ünitesi (d) Gaz pedalı motoru 2.2. Giriş Fonksiyonları ve Bloklar Kapalı devre kontrolde sistemin elemanları bir bütün olarak değerlendirilir ve kontrol sistemi spesifik bir görevi yerine getirecek şekilde programlanır. Sistemin elemanları, diyagramlarda bloklar olarak gösterilir. Bir bloğun fonksiyonu, çıkış (xa) değerinin giriş (xe) değerine göre davranışı veya tepkisi olarak tanımlanmaktadır. Kontrol sistemlerini birbirleriyle karşılaştırabilmek amacıyla bazı standart giriş fonksiyonları bulunmaktadır. Basamak (Step) fonksiyonu bu standart giriş fonksiyonlarından biridir. Basamak fonksiyonunda giriş değeri sıfırdan istenilen değere çıkartılır. Giriş değeri (xe) için standart basamak fonksiyonu kullanılarak kontrol siteminin elemanlarının veya sistemin tamamının davranış karakteristiği incelenebilir. Bu davranış karakteristikleri grafiklerle ifade edilir ve bu grafikler yardımıyla sistemi oluşturan elemanlar veya sistemin bütünü hakkında bilgi edinmek mümkündür.

381 402 Giriş (xe) Çıkış (xa) Şekil 2.3. Giriş (xe) ve Çıkış (xa) değerleri verilen bir blok 2.3 Açık ve Kapalı Devre Kontrol Sistemlerinin Blok Diyagramları Kapalı ve açık devre kontrol sistemlerinin algoritmalarında ve kullanılan elemanlarda bazı temel farklılıklar bulunmaktadır. Bu farklılıklar blok diyagramlarında söyle gösterilir. Gürültü Komut Değeri Açık devre kontrol sistemi Kontrol Çıkışı Kontrol Edilen Sistem Gerçek çıkış Şekil 2.4. Açık devre kontrol sisteminin blok diyagramı Tablo 2.1. Açık devre kontrol sistemi ve sistemin elemanları ile ilgili kavramlar Açıklama Örnek Giriş değeri Kontrol edilen parametre Hız ayarı Açık devre kontrol sistemi Ayar mekanizması Gaz pedalı Kontrol çıkışı Ayarlanabilir komut girişi İçten yanmalı motor Kontrol edilen sistem Dinamik sistem veya proses Motorlu taşıt Gürültü Harici etkenler Yoldaki eğim Çıkış değeri Sistemin genel davranışı Aracın gerçek hızı Açık devre kontrolden kapalı devre kontrole geçerken blok diyagramlarında bazı değişiklikler yapılır ve bazı elemanlar sisteme eklenir. Gürültü Komut girişi Kapalı devre kontrol sistemi Kontrolör Aktüatör Kontrol sinyali Kontrol sistemi Gerçek çıkış Geri besleme Sensör Şekil 2.5. Kapalı devre kontrol sisteminin blok diyagramı

382 403 Tablo 2.2. Kapalı devre kontrol sistemi ve sistemin elemanları ile ilgili kavramlar Açıklama Örnek Giriş değeri Kontrol edilen parametre Hız ayarı Açık devre kontrol sistemi Ayar mekanizması Gaz pedalı Kontrol çıkışı Ayarlanabilir komut girişi İçten yanmalı motor Kontrol edilen sistem Dinamik sistem veya proses Motorlu taşıt Gürültü Harici etkenler Yoldaki eğim Çıkış değeri Sistemin genel davranışı Aracın gerçek hız Sensör Ölçüm cihazı Takometre Geri besleme Sistemin davranış eğilimi Takometre frekans sinyali 2.4. Kontrol Sistemleri ve Uygulama Alanları Kontrol sistemlerinde oransal (P), entegral (I) ve türevsel (D) olarak 3 farklı tip temel denetleyici (controler) kullanılmaktadır. Aşağıdaki tabloda bu denetleyicilerin değişik kombinasyonları ve karakteristik özellikleri yer almaktadır. Tablo 2.3. Çeşitli kontrol sistemi tipleri ve özellikleri Kontrolör Tipi Davranış Kod Nitelik P Kp Hızlı I Tn Yavaş ancak hassas D Tv Hızlı ancak ortamdaki gürültüye karşı hassas PI Kp,Tn Endüstriyel uygulamalarda sıklıkla kullanılır Hızlı ve hassas PD Kp,Tv Hassasiyeti düşük PID Kp,Tv,Tn En gelişmiş kontrolör tipi Hızlı ve hassas Ayarlanması zor ve karışık 2.5. Kapalı Devre Kontrol Sistemlerinin Davranış Karakteristikleri Bir kontrol sistemi seçilirken, sistemin hız, cevap verme süresi, hassasiyet, tolerans gibi karakteristik davranış özellikleri incelenir ve bu değerlere göre seçim yapılır. Kontrol sistemleri ve sistemin değişik elemanları arasında standart bir karşılaştırma yapılabilmesi amacıyla DIN normunda Xm (Maksimum Sapma), Ts (Ayar Süresi) ve Tr (Çıkış Süresi) kavramları şöyle belirlenmiştir. Maksimum sapma, giriş değerinin üzerindeki en yüksek sapma değeridir. Ayar süresi, bir kontrol sisteminin istenilen giriş değerine belirli bir tolerans aralığı içinde ulaşana kadar geçen süredir. Tr, giriş komut sinyali gönderildikten sonra sistemin istenilen değere belirli bir tolerans aralığı içinde ulaşana kadar geçen sürenin ölçüsüdür. Tolerans aralığı, giriş değerinin alt ve üst sınırları olarak belirlenen aralıktır.

383 404 Şekil 2.4. Kapalı devre kontrol sisteminin basamak fonksiyonuna göre davranış grafiği DIN standartlarında belirtilen kriterlerin yanı sıra bazı ek karşılaştırma kriterleri de bulunmaktadır. Zaman sabiti (T63) olarak bilinen kriter, giriş değerinin değiştirilmesinden sonra kontrol sisteminin nihai çıkış değerinin % 63 üne ulaşana kadar geçen süre olarak tanımlanmaktadır. Buna benzer şekilde T90, T95 ve T99 zaman sabitleri de pratik olarak kullanılmaktadır. Herhangi bir kontrol sistemi seçilirken yukarıda belirtilen kriterlerin göz önünde bulundurulması, sistemin ve sistemi oluşturan elemanların hız, hassasiyet ve cevap verme yeteneği açısından istenilen özelliklere uygun olmasını sağlayacaktır Stabilite ve Optimizasyon Herhangi bir proses veya operasyonda bir kontrol sistemi kullanılacaksa, öncelikle proses veya operasyonlarla ilgili parametrelerin tayin edilmesi gerekmektedir. İstenilen görevi yerine getirebilecek birden fazla kontrol çözümü bulunabilir ve bunların hangisinin optimum çözüm olduğunun net bir yanıtı yoktur. Bazı uygulamalarda küçük sapmalarla beraber kısa cevap verme süresi gerekirken bir başka uygulamada kontrol değerinin kesinlikle üzerine çıkılmasına müsaade edilmeyebilir. Sistem parametrelerinin doğru ayarlanması, sistemin dinamik cevap verme, hassasiyet ve stabil kontrol gibi karakteristiklerini belirler. Bir kontrol sisteminden beklenen en temel özellik sistemin stabil bir yapısının olmasıdır. Sistem durağan rejim halinde çalışmaya başladığında periyodik salınımların (osilasyon) olması, arzu edilen bir özellik değildir. 3. ELEKTROPNÖMATİK BASINÇ KONTROL VALFLERİ ve ÇALIŞMA PRENSİPLERİ Endüstriyel uygulamalarda kullanılan elektropnömatik basınç kontrol valfleri temel olarak aynı işlevi yerine getirmekle beraber çok farklı tip ve boyutlarda olabilmektedir. Bir elektropnömatik basınç kontrol valfinden beklenen en genel özellik, elektrik sinyal giriş değeri ve basınç çıkış değeri arasındaki ilişkinin lineer olmasıdır. Hassasiyet, hız, cevap verme süresi ve hava geçirgenliği gibi değişik ihtiyaçlara göre geliştirilmiş faklı tipleri bulunmaktadır. Elektropnömatik basınç kontrol valflerinde iki tip geri besleme (feedback) olabilir; Pnömatik Geri Besleme Kontrol sistemi kapalı devre ve elektrikli olmakla beraber geri besleme sinyali pnömatik olarak iletilir. Elektrikli Geri Besleme Kontrol, giriş ve geri besleme sinyallerinin tamamı elektriklidir. Pilotlu ve direkt uyarılı olmak üzere iki farklı versiyonu mevcuttur.

384 Pnömatik Geri Beslemeli Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfleri Bu tip basınç kontrol valfleri, oransal selenoid tarafından kontrol edilen basınç regülatörü prensibiyle çalışır. Komut sinyali elektriksel olarak oransal selenoidi doğrudan hareket ettirir. Selenoid, sinyalin şiddetine göre çift piston üzerine belirli bir kuvvet uygular. Çalışma hattındaki basınç pistonun bir tarafına etki ederek karşı kuvvet oluşturur. Çalışma basıncının oluşturduğu kuvvet ile oransal selenoidin kuvveti birbirine eşitlendiğinde valfin pistonu tekrar eski konumunu alır. Bu tip elektropnömatik basınç kontrol valfleri ile istenilen basınç değerini yaklaşık % 10 hata ile elde etmek mümkündür. Şekil 3.1. Pnömatik geri beslemeli elektropnömatik basınç kontrol valfi (a) Oransal selenoid ve sürücü sistemi (b) Çift pistonlu oturmalı (poppet) valf (c) Sinyal bağlantıları 3.2. Elektrik Geri Beslemeli Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfleri Elektrikli geri besleme sistemine sahip basınç kontrol valfleri 4 ana elemandan oluşur; Ölçme cihazı (Basınç sensörü) Kontrolör Selenoid sistemi ve sürücüsü Valf Basınç sensörü çalışma hattındaki basıncı ölçer. Buradan alınan değer, giriş değeriyle birlikte kontrolöre gönderilir. Kontrolör giriş değeriyle ölçülen değer arasındaki farka göre bir kontrol değeri üreterek sürücüyü ve valfi kontrol eder. Sürücü elektriksel kontrol değerini mekanik harekete dönüştürerek basıncın ayarlanmasını sağlar. Elektriksel geri beslemeli basınç kontrol valflerinin iki farklı tipi mevcuttur; Pilot uyarılı basınç kontrol valfleri Direkt uyarılı basınç kontrol valfleri Direkt uyarılı basınç kontrol valflerde sürücü ve valf, mekanik olarak birleştirilmiş tek bir parçadan oluşur. Sürücü hava akışını direkt olarak kontrol altında tutarak basıncı regüle eder. Sürücü ve valf arasında pilot hattı bulunan basınç kontrol valfleri iki ayrı parçadan oluşabilir. Valf genellikle kontrol edilecek ortamın yakınında bulunur ve sürücü başka bir bölgeden pilot uyarısı yardımıyla valfi kontrol eder Elektropnömatik Basınç Kontrol Valflerinin Çalışma Prensipleri Elektropnömatik basınç kontrol valflerinin basınç kontrol prensipleri 3/2 oturtmalı (poppet) tip oransal valf örneğiyle açıklanabilir.

385 406 Öncelikle basıncın istenilen değere ulaştığı ve hava sarfiyatının sıfır olduğu varsayılacaktır. Bu konumda çalışma hattı (2) ne basınç hattına (1) ne de egzoz hattına (3) bağlıdır. Çalışma hattındaki basınç yükseltildiğinde, elektrik bağlantı portu (e) üzerinden gelen sinyal yardımıyla yeni bir komut değeri oluşturulur. Kontrolör (b) bu esnada ölçülen basınç değeri ile giriş değeri arasındaki farkı algılar ve buna bağlı olarak selenoide uyguladığı akımı yükselterek pistonu aşağı doğru iter. Pistonun hareket miktarı basınç sensöründen gelen değer (a) ile yeni basınç değerinin (e) arasındaki fark ile orantılıdır. Bu konumda çalışma hattı basınç hattına bağlanır ve çalışma basıncı istenilen değere yükselir. a b c d e Çalışma hattındaki basınç sensörü Kontrolör Oransal selenoid ve sürücü sistemi Oturtmalı (poppet) valf Bağlantı kabloları ve basınç değeri girişi Şekil 3.2. Basınç kontrol valfi Regülasyon konumu. Bu konumda herhangi bir hava akışı veya sarfiyatı yoktur. Şekil 3.3. Basınç kontrol valfi Artan basınç konumu Çalışma basıncı istenilen değere yükseldiğinde kontrolör tarafından denetlenen kontrol sapması sıfıra iner. Selenoide giden akım tekrar azalır ve piston eski halini alarak besleme hattını kapatır. Bu işlemin tersinin istenmesi durumunda ise istenilen basınç değeri düşeceği için giriş ve ölçülen basınç değerleri arasındaki fark negatif olacaktır. Bu konumda selenoide giden akım azaltılır ve piston yukarı doğru hareket ederek çalışma hattını egzoza açar.

386 407 Şekil 3.4. Buradaki açıklık, yine sapma miktarıyla doğru orantılı olacaktır. Çalışma basıncı istenilen değere düştüğünde piston tekrar eski konumunu alır ve giriş-çıkışları kapatır Pilot Kontrollü Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfi 2 /2 Pilot Valflerle Kontrol Şekil 3-5 te er alan basınç kontrol valfi esasında oransal selenoidli olmamakla beraber analog elektrik sinyaline göre basınç regülasyonu yapar. Çıkış basıncı (2) komut değeri ile analog basınç-gerilim dönüştürücüsü aracılığıyla karşılaştırılarak oransal kontrolöre yollanır. 2/2 pilot valfleri kontrol değeri sapmasına göre hareket eder. Valfin kontrol odasındaki basınç komut değerine ulaşana kadar beslenerek veya tahliye edilerek istenen değer elde edilir. Şekil /3 Basınç kontrol valfi A ve B valfleri pilot kontrol valfi olarak görev yapmaktadır. (A tahliye, B besleme) Bu prensiple çalışan basınç kontrol valfleri yüksek hassasiyet ve doğrulukla beraber operasyonel emniyet açısından da oldukça başarılıdır. Oturtmalı (poppet) tip valflerin çalışma prensipleri sayesinde enerjinin kesilmesi durumunda bile en son ayarlanan basınç değeri korunacaktır. Bu tip valflerin dinamik cevap verme özellikleri birçok genel amaçlı uygulama için yeterlidir. Entegre elektronik devrenin güç tüketimi oldukça düşüktür ve sadece komut değerinin veya harici etkenlerin değişmesi durumunda çok az hava sarfiyatı olur.

387 408 Pilot valfler ile kumanda edilen sistemlerde pilot valflere komut değerinin üstünde ve altında belirli bir aralıkta sinyal göndermek mümkün değildir. Bu aralığın büyüklüğü valfin gecikme ve cevap verme karakteristiğini tayin eder. Bu sebeplerden bu tip basınç kontrol valflerinin PI kontrol algoritmalarıyla çalıştırılması mümkün değildir. Çıkış basıncının çok seri ve sürekli olarak kontrol değiştirilmesi gereken uygulamalarda direkt kontrollü basınç kontrol valflerinin kullanılması daha uygun olacaktır. Oransal Selenoidli Pilot Kontrol Oransal selenoid kontrollü basınç kontrol valflerinde iki adet 2/2 pilot valfi yerine tek bir oransal pilot valf bulunur. Pilot valf daha büyük anma ölçüsündeki bir başka valfin çıkış basıncını denetler. Bu prensiple çalışan 2 öçlüsünde valfler bulmak mümkündür. Diyafram-Orifis Tipi Pilot Kontrol Diyafram kontrol prensibiyle çalışan basınç kontrol valflerinde ana valfin sürgüsü diyafram-orifis kombinasyonu ile kontrol edilir. Ana valfin sürgüsü ve sızdırmaz elemanları metalik malzemelerden yapılmıştır ve kullanılan havanın oldukça kaliteli olması gerekir. Bu prensiple çalışan sistemler oldukça dinamik cevap verme ve düşük güç tüketimi özellikleriyle ön plana çıkarlar. Hacmi ve ağırlığı oldukça düşük, harici etkenlere cevap verebilme kabiliyeti oldukça yüksek olan bu valfler özellikle pnömatik pozisyonlama uygulamalarında başarılı sonuçlar vermektedir. Bu tip valfler genellikle gövdelerine basınç sensörü entegre edilerek harici elektronik kartlarla kontrol edilir. Şekil 3.6. Servo basınç kontrol valfi (a) Diyafram-orifis kombinasyonundan oluşan pilot kontrol sistemi (b) Diyafram-orifis (c) Giriş orifisi Piezo-Rezistans Kontrollü Pilot Kontrol Basınca değişimiyle elektrik direnci değişebilen malzemeler kullanılarak yapılan bu tip basınç kontrol valferinde pilot valfi piezo-seramik plaka ve diyafram-orifis kombinasyonuyla kontrol edilir. Gönderilen elektrik sinyaline göre direnci ve eğimi değişebilen piezo-seramik plaka, pilot diyaframını kontrol ederek basınç regülasyonu sağlar. Sekonder kontrol algoritmasıyla kontrol edilen bu tip valfler çok hassas çalışabilme ve dinamik cevap verebilme yeteneklerine sahip olmakla beraber özellikle sıcaklık değişimlerine ve basınçlı havadaki yabancı maddelere karşı son derece duyarlıdır. Şekil 3.7. Pilot valfi piezo-seramik konvertör plakası ile kontrol edilen entegre elektroniksistemli basınç kontrol valfi (a) Elektronik kontrol sistemi (b) Piezo-seramik konvertör (c) Kontrol odası

388 Direkt Kontrollü Basınç Kontrol Valfleri Oransal Selenoidli 3/2 Oturtmalı (Poppet) Valf Direkt kontrollü basınç kontrol valflerinde istenilen çalışma hassasiyetine ulaşabilmek ve dinamik cevap verme özelliğini çok üst seviyelere çıkarmak mümkündür. Şekil 3-8 de basınç sensörü ve elektronik kartı gövdesine entegre olan direkt kontrollü basınç kontrol valfinin iç yapısı görünmektedir. Basınç kontrolü ve regülasyonu süresince sürekli olarak hava akışı vardır ve valf son derece sessiz ve basınçlı havadaki yabancı maddelerden etkilenmeden çalışmasını sürdürür. Bu tip valflerin elektronik kontrol kartlarında PI kontrol sistemi bulunur ve bu sayede gecikme ve tekrarlanabilirlik özellikleri maksimum çıkış basıncı değerinin %1 inden daha düşük seviyelerde tutulabilir. Şekil 3.8. Oturtmalı (poppet) tip 3/2 basınç kontrol valfi (Direkt uyarılı) 3/3 Oturtmalı (Poppet) Tip Direkt Kontrollü Basınç Kontrol Valfi 3/3 oturtmalı tip basınç kontrol valfleri 2 adet basınç kompensatörlü 2/2 kartriç valfin aynı gövde içinde kombinasyonu ile oluşturulmaktadır. Şekil 3.9. Yüksek dinamik özelliklere sahip basınç kontrol valfi Bu tip valfler oransal selenoidlerle kontrol edilir ve bu sayede valfin dinamik cevap verme kabiliyeti ve hassas çalışabilme özellikleri oldukça iyileştirilmiştir. Ayrıca iki farklı 2/2 valfin kombinasyonu ile çalışması sebebiyle enerji kesintisi durumunda bile en son ayarlanan basınç değeri korunacaktır. Entegre elektronik kontrol sisteminde lineer olmayan kontrol algoritmaları kullanılmaktadır ve valfin statik ve dinamik basınç kontrol karakteristiği oldukça iyidir. Basınçlı havada yer alan yabancı maddeler valfin fonksiyonunu etkilemez ve tesis basıncındaki dalgalanmaların çıkış basıncı üzerindeki etkisi oldukça düşüktür. Oransal Selenoidli 5/3 Sürgülü Valf Oransal selenoidli 5/3 sürgülü valflerin kontrol prensibi hidrolik oransal valf teknolojisinden esinlenerek geliştirilmiştir. Oldukça hassas sonuçlar elde edilebilmekle beraber basınç kontrolü ve regülasyonu esnasında sürekli hava sarfiyatı ve enerji tüketimi olur. Bu tip valflerin çalışma prensipleri diğerlerine göre oldukça karmaşıktır. Elektronik kontrol sistemi harici olarak vakfe bağlanır.

389 410 Şekil Pozisyon kontrollü 5/3 oransal valf (a) Pozisyon gerilim dönüştürücüsü (b) Kontrol selenoidi (c) Çelik sürgü (d) Valf sürgüsü (e) Geri dönüş yayı 3.3. Basınç Kontrol Valfleri Genel Karakteristik Özellikleri Tablosu Tablo 3.1. Basınç kontrol valflerinin genel karakteristik özellikleri Karakteristik Özellik Pnömatik Geri Besleme Elektronik Geri Besleme Direkt Uyarılı Pilot Uyarılı Tasarım Oturtmalı (Poppet) Tip Oturtmalı Oturtmalı (Poppet) Tip (Poppet) Tip Anma Öçlüsü (mm) <2mm 1,4,7,12 mm 4,7 mm Histeri %5 %1 %2 Tekrarlanabilirlik %5 %0.5 %1 Hava Sızıntısı AZ YOK YOK Harici Güç Kaynağı YOK 24 VDC 24VDC Endüstriyel Standartlarda Giriş Sinyalleri İle Haberleşebilme HAYIR EVET EVET 4. ELEKTROPNÖMATİK BASINÇ KONTROL VALFLERİNİN SEÇİM KRİTERLERİ Elektropnömatik basınç kontrol valfleri kullanılan uygulamalarda seçim yaparken valfin basınç ve hava geçirgenliği değerlerinin yanı sıra bazı diğer karakteristik özelliklerin de göz önünde bulundurulması gerekmektedir. Dikkat edilmesi gereken en önemli kriter valfin dinamik davranış özellikleri ve hassasiyetiyle ilgilidir. Örneğin çok ani ve sürekli basınç değişimleri gerektiren proseslerde dinamik cevap verme yeteneği yüksek olan valfler tercih edilirken hassas basınç ayarı gerektiren uygulamalarda ayar ve çıkış basıncı hassasiyeti yüksek ve histerisiz değeri düşük olan valfler kullanılmaktadır. Bu bölümde elektropnömatik basınç kontrol valflerinin temel seçim kriterleri incelenecektir. Örnek olarak verilen grafik ve diyagramlardaki verilerin aksi belirtilmediği taktirde oransal selenoid kontrollü ND4 anma ölçüsündeki valflerden alınmış olduğu kabul edilmelidir. Bu veriler genel bilgi ve karşılaştırma amacıyla kullanılabilmekle beraber projelendirme aşamasında üretici firmaların vereceği teknik detaylara ve bilgilere başvurulması doğru olacaktır Histerisiz Histerisiz, herhangi bir kontrol sisteminin giriş komut değeri ile gerçek çıkış değeri arasındaki ilişkiyi minimum ve maksimum kontrol aralığında inceleyerek sistemin davranışı hakkında bilgi veren özelliklerden biridir. Elektropnömatik basınç kontrol valflerininin histerisiz verileri çıkış basıncının minimum-maksimum değerler arasında test edilmesiyle elde edilir. Önce komut sinyal değeri belirli kademelerde artırılarak çıkış basınç değeri kaydedilir. Aynı sinyal değerleri daha sonra azalarak sisteme verilir ve çıkış basıncı değerleri ölçülür. Elde edilen değerler sinyal giriş değeri - çıkış basıncı eksenlerinde çizilerek sistemin histerisiz karakteristik eğrisi çizilir. Histerisiz, teknik özellik tablolarında basınç veya maksimum sinyal yüzdesi olarak verilir.

390 411 Histerisiz Şekil 4.1. Örnek histerisiz eğrisi Şekil 4-1 de bir histerisiz eğrisi örneği görülmektedir. Direkt oransal selenoid kontrollü ND4 anma ölçüsündeki bir basınç kontrol valfine ait olan bu grafiğe göre histerisiz değeri 0-6 Bar çalışma aralığı için 60 mbar dır. Histerisiz değeri yüzde olarak ifade edildiğinde şöyle ifade edilir. Histerisiz = 60 (mbar) x 100 / 6000 (mbar) = % Basınç-Debi Fonksiyonu (PQ Eğrisi) Basınç debi eğrisi basınç kontrol valfinin en temel davranış özelliklerinden biridir. Şekil 4-2 de yer alan eğri 6 Bar çıkış basıncına ayarlanmış ND4 anma ölçüsündeki bir elektropnömatik basınç kontrol valfinin çıkış basıncı ve çalışma hattı debisi arasındaki ilişkiyi göstermektedir. Giriş basıncı 7 Bar ve ayarlanan çıkış basıncı 6 Bar değerinde iken yaklaşık 500 Nl/dak. akışa kadar çıkış basıncı sabit kalmaktadır. Bu seviyeden sonra debi ancak basınç düşümü olduğu taktirde artmaktadır. Teknik olarak basınç kontrol valfinin debisi, giriş komut değeri ile ayarlanan basınçtan 0.2 Bar sapma oluştuğu durumda geçirdiği debi olarak kabul edilmektedir. Bu değer uluslararası bir standart değildir ve farklı imalatçılar tarafından üretilen basınç kontrol valfleri farklı basınç-debi ölçüm yöntemleri ile test edilebilir. Şekil 4.2. ND4 anma ölçüsündeki bir elektropnömatik basınç kontrol valfinin P-Q eğrisi

391 Tekrarlanabilirlik Tekrarlanabilirlik veya tekrarlama hassasiyeti bir kontrol sisteminin farklı zamanlarda belirli bir giriş komut değerine göre aynı çıkış değerini verebilme yeteneğidir. İstatistik çalışması olarak geçerli bir sonuç elde edebilmek amacıyla farklı çıkış basınç değerleri için ölçümler yapılır. Sabit bir giriş komut değeri seçilir ve bu komut değeri değiştirildikten sonra sistem aynı değere tekrar ayarlanarak çıkış basıncı ölçülür. Bu işlem birçok kez tekrarlanır ve giriş komut değeri-gerçek çıkış değerleri istatistiksel olarak değerlendirilir. Şekil 4-3 te 300 ölçümlük bir test ile ilgili histogram verileri yer almaktadır. Bu valfin 5.0V komut giriş değeri için ürettiği çıkış basıncındaki maksimum sapma 12mBar olarak görünmektedir. Tekrarlama sayısı Şekil 4.3. ND4 anma ölçüsündeki bir elektropnömatik basınç kontrol valfinin tekrarlama hassasiyeti verileri. (Giriş Komut Değeri = 5.0V, Çalışma Basıncı = 7 Bar, Test Hacmi = 0.6 l) 4.4. Basamak Fonksiyonu - Dinamik Tepki Yukarıda bahsedilen kriterler elektropnömatik basınç kontrol valflerinin belirli bir basınç ayarına ulaşıldıktan sonra bu ayarı nasıl koruduklarını analiz etmeye yarayan karakteristik özelliklerdir. Ancak birçok uygulamada, ayarlanan basıncın hassasiyetle korunması ve değişmemesi kadar istenilen basınç değerine nasıl ve ne kadar sürede ulaşıldığı da önem taşımaktadır. Basamak fonksiyonu tepkisi veya dinamik tepki olarak adlandırılan kriter, basınç kontrol valfinin bu özellikleri hakkında bilgileri içerir. Dinamik cevap verme özellikleri ile ilgili veriler giriş basıncı, çalışma hacmi ve komut değeri gibi parametreler sabit tutularak ölçülür karşılaştırma tablo veya eğrileri buna göre hazırlanır. Şekil 4-5 te T90 zaman sabiti ve farklı çalışma hacimlerinde yapılan testlerden elde edilen sonuçlar yer almaktadır. Bu eğrilerden belirli bir çalışma hacminde istenilen çıkış basıncı değerine ulaşılması için gereken süre kolayca okunabilir. Şekil 4.4. Dinamik tepki özelliklerinin ölçümü için hazırlanmış basit bir test düzeneği

392 413 Şekil 4.5. ND12 anma ölçüsündeki bir elektropnömatik basınç kontrol valfinin farklı çalışma hacimlerdeki T90 zaman sabitine göre dinamik tepki süreleri 5. UYGULAMALAR Elektropnömatik basınç kontrol valfleri birçok otomasyon sisteminde kullanılmaktadır. Basınç kontrol valfleri herhangi bir uygulamada doğrudan basınç veya diğer proses değişkenlerinin (örneğin kuvvet veya pozisyon) kapalı veya açık devre kontrol algoritmaları ile kontrol edilmelerini sağlayabilir. Bu sistemler yüksek ayarlama hassasiyetleri ve hızları ile sistemin toplam olarak dinamik cevap verme yeteneklerini iyileştirmekte ve kayda değer gelişmeler sağlamaktadır. Bunun yanı sıra oransal valf teknolojisinin gelişmesi ve daha sık kullanılması sayesinde proses parametreleri sürekli ve hassas olarak ayarlanabilmektedir. Sistemin ve prosesin gereksinimlerine göre daha önceki konularda basitçe değinilen hassasiyet, basınç-debi ilişkisi, tekrarlanabilirlik, dinamik tepki ve elbette ki maliyet kriterleri göz önüne alınarak ihtiyaçlara göre seçim yapılır. Elektropnömatik basınç kontrol valfleri, genel otomasyon sistemleri, özel ve genel amaçlı makinalar, otomobil üretimi, ilaç ve kimya sektörü, tren sistemleri ve denizcilik gibi birbirinden çok farklı özelliklere ihtiyaç duyan uygulamalarda kullanılmaktadır. Bu uygulamalarda spesifik olarak genellikle aşağıdaki proses parametreleri ayarlanır ve kontrol altında tutulur. Basınç Pozisyon Debi Kuvvet Hız Moment Elektropnömatik basınç kontrol valfinden beklenen en temel işlev belirli bir basınç değerinin sürekli olarak aynı değerde tutulması veya belirli işlemlere paralel olarak basınç değerinin değiştirilmesidir. Diğer proses parametreleri basınç kontrolü üzerinden dolaylı olarak kontrol edilir. Sistem gereksinimlerini karşılayabilecek şekilde birçok farklı kontrol algoritması oluşturulabilir Temel Kontrol Devreleri Bu bölümde belirli bir kuvvet elde edilmek üzere tasarlanan (silindir-valf kombinasyonu) elektropnömatik devrenin açık ve kapalı devre mimarileriyle oluşturulan farklı kontrol algoritmaları incelenecektir.

393 Geri Beslemesiz Kontrol Sistemleri Basınç kontrol valfi Silindir PLC Sinyal Şekil 5.1. Gerçek basınç değeri geri beslemesi olmadan çalışan kapalı devre kontrol sistemi Bu devrede kuvvet kontrolü, sürtünmesi çok düşük olan diyafram tipi silindir ve bu silindiri kontrol eden pnömatik geri beslemeli basınç kontrol valfi aracılığıyla yapılmaktadır. Komut değeri analog sinyal verebilen bir elektronik cihaz veya PLC aracılığıyla valfe gönderilir. Basınç kontrol valfi genellikle endüstride kullanılan standartlara uygun olarak V veya 0/4..20 ma aralığındaki sinyalleri yükselterek oransal selenoid sistemini sürer. Bu tip basınç kontrol valfleriyle kurulan devrelerle yeterince hassas çalışmak mümkün değildir (Histerisiz ve tekrarlanabilirlik değerleri > 0.4 bar) ve silindirin ürettiği kuvvet istenilen değerlerden çok farklı olabilir. Bir başka önemli sorun, proses parametrelerinin analog çıkış cihazı veya PLC üzerinde kaydedilmiş olmasıdır. Bu parametreler sistem konfigürasyonu değiştirildiğinde yeniden programlanmak durumundadır. Genel olarak bu tür devreler ve kontrol algoritmaları proses değişkenlerinin önceden tahmin edilebildiği ve çevresel faktörlerin etkisinin az olduğu uygulamalarda kullanılabilir Gerçek Çıkış Basıncı Geri Beslemeli Kontrol Sistemleri Çıkış basınç değeri geri beslemeli sistemlerde elektropnömatik basınç kontrol valfi pnömatik geri beslemeli basınç regülatörlerine benzer bir işleve sahiptir. Bu tür devreler, de anlatılan sistemlere göre çok daha yüksek performansa sahiptir. Sistemin veya uygulamanın gereksinim duyduğu Histerisiz, tekrarlanabilirlik ve dinamik tepki değerlerinin bilinmesi ve bu ihtiyaçlara uygun ürünlerin kullanılması durumunda oldukça başarılı çözümler elde edilebilmektedir. Giriş sinyali Basınç kontrol valfi Silindir PLC Gerçek çıkış basıncı Şekil 5.2. Elektropnömatik basınç kontrol valfi

394 415 Bu sistemlerin bir başka avantajı da gerçek çıkış basıncı değerinin sensör tarafından algılandıktan sonra 0..10V veya 0/4..20mA gibi endüstriyel standartlara uygun analog sinyal olarak sisteme geri verilebilmesidir. Analog çıkış basıncı sinyalleri elektronik göstergelerde veya daha faklı bir işlevi yerine getirebilmek amacıyla asıl kontrol sisteminde (PLC) kullanılabilir. Bu tip bir algoritma ile proses değişkeni dolaylı olarak kontrol edilmektedir. Bu örnekte kontrol edilen proses parametresi silindirin verdiği itme kuvvetidir ve silindir kuvveti, silindire giden havanın basıncı aracılığıyla kontrol edilir. Efektif alanı sabit olan herhangi bir silindirin üreteceği kuvvet, hava basıncı ile doğru orantılıdır. Bu prensip çerçevesinde kurulan kontrol sistemi ile silindirin çalışma hattındaki basınç, elektropnömatik basınç kontrol valfinin sensörü tarafından kontrol edilerek giriş değeri ile kıyaslanır ve buna göre çalışma hattı basıncı kontrol altında tutulur. Dolaylı olarak silindirin baskı kuvveti kontrol edilmiş olur. Bu sistemde basınç kontrol valfinin elektronik sistemi proses değişkenlerine karşı dinamik tepki verebilme özelliğine sahiptir. Genel olarak sistemdeki hata yüzdesi, geri besleme olmaya sistemlere göre düşüktür Proses Değişkeni Geri Beslemeli Kontrol Sistemleri Bu tip sistemlerde proses değişkeni doğrudan kontrol edilir. Elektropnömatik devre elde edilen kuvveti algılayabilecek sensörlerle (Load Cell) donatılmıştır ve bu devreler endüstride Yük Duyarlı Sistemler olarak anılır. Silindirden elde edilen kuvvet ile ilgili elektrik sinyali doğrudan basınç kontrol valfi tarafından kullanılamaz. Bu sebeple sistemde elektropnömatik basınç kontrol valfini de kumanda eden üst düzey (primer) kapalı devre kontrol sistemi bulunmaktadır. Doğrudan sistemin proses değişkenini kontrol eden ve bu değişkenden gelen geri beslemelere göre basınç kontrol valfini kumanda eden üst düzey kontrol (pirmer) sistemi, PLC ile entegre veya PLC den farklı harici elektronik devre olarak çalışabilir. Basit sistemlerde direkt kontrol işlevi PLC tarafından yerine getirilir. Dinamik karakteristikli yük duyarlı sistemlerde ise direkt proses değişkeni kontrolünü ayrı ve özel olarak tasarlanmış elektronik kontrol ekipmanları gerçekleştirir. Üst düzey (primer) elektronik kontrol sistemi giriş komut değerini açık devre sistemden (PLC veya analog sinyal sistemi) alır. Giriş komut değeri ve yük duyargasından gelen gerçek kuvvet değeri kapalı devre algoritması içerisinde karşılaştırılır. Bu karşılaştırma sonrasında oluşan fark, üst düzey (primer) kontrol sisteminin çıkış sinyali olarak alt düzey (seconder) kontrol sistemini oluşturan elektropnömatik basınç kontrol valfine gönderilir. Alt düzey (seconder) kontrol sisteminde standart oransal valf yerine basınç kontrol valfi kullanılmasının sebebi, kuvvet kontrolü ile ilgili dinamik tepki, tekrarlanabilirlik ve Histerisiz değerlerinin bilinebilmesi ve üst düzey (primer) sistem parametrelerinin bu değerlere göre kolayca ayarlanabilme şansının olmasıdır. Üst düzey (primer) kuvvet kontrol sistemi karakteristik olarak yavaştır ve dinamik tepki verme özelliği sınırlıdır. Dolayısıyla sistemin genel yapısı, öncelikle direkt kuvvet kontrolünü gerçekleştiren elektronik sisteme bağlıdır. Proses değişkeni verilerinin doğrudan üst düzey (primer) kontrol sistemine geri besleme olarak gönderilmesi ve kontrol edilmesi, sistemin hızını ve dinamik tepki özelliklerini artırmaz. Direkt kontrol mimarisinde asıl amaç proses değişkeninin doğru ve hassas olarak kontrol edilebilmesidir. Üst düzey (primer) kontrol sistemi öncelikli olarak hata algılama ve düzeltme (diagnostics) işlevini üstlenir. Örneğin silindirin keçe gruplarındaki yıpranmalardan dolayı oluşan kaçakların zaman içinde değişmesi veya piston milinin mekanik problemlerden dolayı sıkışması durumunda bile silindirin ürettiği baskı kuvveti aynı olacak, fakat silindir kovanındaki basınç değişecektir. Daha önce anlatılan dolaylı kontrol sistemlerinde bu tür ayarlamaların yapılması ve doğrudan proses değişkenini etkileyen harici etkenlerin telafi edilmesi mümkün değildir.

395 416 PLC Giriş Çıkış Yük Kontrolü Gerçek kuvvet değeri Sensör E/P Basınç kontrol valfi Silindir Şekil 5.3. Gerçek proses değişkeni geri beslemesi Kuvvet kontrolü için dolaylı basınç kontrolü yerine doğrudan yük duyarlı kontrol sisteminin kullanılması yapılması sistemin hassas çalışması ve ekonomikliği açısından oldukça mantıklıdır. Basınç kontrol valflerinin elektronik sistemleri öncelikle basınç sensörü ve valfin pnömatik davranışını kontrol edecek şekilde tasarlanmıştır. Kuvvet değerlerinin çeşitli dönüştürücüler aracılığıyla doğrudan elektropnömatik basınç kontrol valfine geri besleme sinyali olarak yollanması başarısız sonuçlar vermekte ve kararsız kontrol sistemleri oluşturmaktadır. Kuvvet kontrolü ile ilgili sistem parametreleri ve zaman sabitleri gibi değişkenler uygulamaya göre farklı olabilmekte, elektropnömatik basınç kontrol valflerinin elektronik sistemleri de bu değişimlerine çok iyi cevaplar verememektedir. Şekil 5-3 de yer alan sistem silindirdeki sürtünme, kaçak, karşı kuvvetler ve silindirin kesintili hareket etmesi gibi faktörlerden etkilenmeksizin oldukça hassas ve doğru sonuçlar üretebilmektedir. Bu sistemin en kritik elemanı, kuvvet algılaması işlevini yerine getiren yük sensörüdür Elektropnömatik Basınç Kontrol Valflerinin Uygulama Alanları ve Örnekler Aşağıdaki tabloda elektropnömatik basınç kontrol valflerinin sektörlere göre uygulama alanları yer almaktadır. Bu tabloda yer alan bazı uygulama örnekleri daha detaylı olarak incelenecektir. Tablo 5.1. Elektopnömatik basınç kontrol valflerinin kullanıldığı sektörler ve uygulama alanları SEKTÖR/UYGULAMA Kimya Boya İlaç Kağıt Takım Tezgahları Otomotiv Denizcilik (Marine) Uygulamaları Tekstil KONTROL EDİLEN PROSES/DEĞİŞKEN Debi kontrolü Boya tabanca basıncı kontrolü Hava hacmi kontrolü Hız kontrolü Hava hacmi kontrolü Kağıt gerginliği kontrolü Kaplama kalınlığı kontrolü Silindir baskı kuvveti kontrolü Parlatma tezgahları baskı kontrolü Klima sistemleri Hız sabitleme sistemleri (Tempomat, Auto-Cruise ) Fren basıncı kontrolü Egzost manifoldu klape kontrolü Retarder fren sistemleri Değişken açılı pervane sistemleri Yakıt enjeksiyon pompa basıncı Pnömatik tahrikli gaz kolları İplik bükme Kumaş baskı kontrolü

396 417 SEKTÖR/UYGULAMA Test Aparatları Paketleme-Ambalaj Plastik Makinaları Cam Endüstrisi Kaynak Makinaları Ağaç İşleme Makinaları Montaj Alüminyum Endüstrisi KONTROL EDİLEN PROSES/DEĞİŞKEN Debi ölçüm sistemleri Kaçak test sistemleri Manometre kalibrasyon ve test aparatları Dozajlama sistemleri Plastik film gerginliği kontrolü Şişirme havası kontrolü Silindir hareket kontrolü Şişirme/üfleme havası kontrolü Cam taşlama sistemleri Punta baskı kuvvet kontrolü Yakıt dozajlama (Oksijen, Asetilen v.s.) Kumlama sistemleri Kuvvet kontrolü Balans silindir kontrolü Moment kontrolü Pozisyonlama sistemleri Döküm 5.3. Debi Kontrollü Uygulamalar Debi kontrolü veya serbest akış kontrolü otomasyon uygulamalarında sıklıkla kullanılan kontrol sistemleridir. Debi kontrolü için açık ve kapalı devre sistemler oluşturulabilir ve sistemin ihtiyaçlarına göre farklı devreler kurulur Açık Devre Debi Kontrolü Hava debisi kontrolü, plastik ve cam şişirme sistemlerinde kullanılır ve bu işlem için genellikle basınç düşürücü ve ayarlanabilir akış denetim valfleri kullanılır. Debi ve basınç ölçümleri sabit ve statik ölçüm cihazları aracılığıyla gerçekleştirilir. Bu tür ayarlama işlemleri oransal valfler veya elektopnömatik basınç kontrol valfleri aracılığıyla da yapılır. Aşağıda açık devre kontrol algoritmasıyla kurulan örnek devreler yer almaktadır. Örneklerde yer alan sabit kısma (orifis) üfleme kafasını temsil etmektedir. 2/2 Oransal Valf Kontrollü Açık Devre Debi Kontrolü Oransal valf ile kurulan ve açık devre mantığıyla kontrol edilen bu devrede asıl kontrol sistemi tarafından yollanan sinyal ve debi sensörü aracılığıyla üfleme havası kontrol edilmektedir. Ancak bu konfigürasyon ile Histerisiz, tekrarlama hassasiyeti, giriş basıncı ve kısıcı önünde oluşan ters basınç (counter pressure) kontrol edilemez. Sensör Kısıcı Şekil /2 Oransal valf aracılığıyla kontrol edilen debi ayar devresi

397 418 Basınç Kontrol Valfli Açık Devre Debi Kontrolü Şekil 5-5 de yer alan devrede basınç kontrol valfi ve sabit kısıcı (orifis) ile debi kontrolü yapılmaktadır. (Debi-basınç ilişkisi Şekil 5-6 daki grafiklerde görülmektedir.) Bu tip bir devrede giriş basıncı dışındaki tekrarlama hassasiyeti ve histerisiz değerlerini önceden bilmek ve kontrol parametrelerini buna göre belirlemek mümkündür. Kısıcı Şekil 5.5. Basınç kontrol valfi ile kontrol edilen debi kontrolü Basınç [bar] Basınç [bar] 0.8 mm Orifis 1.5 mm Orifis Debi [Nl/dak] Debi [Nl/dak] Şekil 5.6. Q-P karakteristik eğrileri Şekil 5-6 daki iki grafikte faklı çaplardaki kısma kesitinden elde edilen basınç-debi eğrileri yer almaktadır. Basınç kontrol valflerinin debi kontrolü amacıyla kullanıldığı uygulamalarda sistemin hortum/boru uzunluğu, kısma valfi kesiti ve kaçakları değişmediği sürece oldukça başarılı sonuçlar elde edilebilmektedir Kapalı Devre Debi Kontrolü Kapalı devre debi kontrol sistemleri standart kontrol devresine debi sensörü ve debi ile ilgili elektronik kontrol ekipmanların eklenmesi ile oluşturulur. Şekil 5-7 de tipik bir devre örneği görülmektedir. Sistemin kapalı devre olması, basınç kontrol valfi ile birlikte debi kontrolü yapan ikincil elektronik kontrolör aracılığıyla sağlanır. Sistem harici etkenleri ve gürültüleri telafi etme yeteneğine sahiptir ve sistemin dinamiği ve hassasiyeti büyük ölçüde debi ölçüm sensörüne bağlıdır. Debi Sensörü ifadesi fiziksel olarak iki anlam taşımaktadır ve bu ifadeden hacimsel debi veya kütlesel debi ölçümü anlaşılabilir. Kütlesel debi ölçümü kalorimetrik olarak yapılır ve bu ölçüm için oldukça kaliteli yarı iletken teknolojili aletler kullanılır. Hacimsel debi ölçümü ise sadece akan havanın

398 419 hacmi ile ilgilenir. Hacimsel debi sensörleri kısma deliği (orifis) üzerindeki fark basıncı ölçülüp belirli sabitlerle çarparak elektronik sinyal olarak kontrol sistemine gönderir. Elektropnömatik basınç kontrol valfleri ile kurulan debi kontrol devrelerinde genellikle daha basit ve ekonomik olan hacimsel debi sensörleri kullanılır. Komut girişi Kontrolör Kontrol sistemi E/P Basınç kontrol valfi Hacim sensörü Kısıcı Şekil 5.7. Kapalı devre debi kontrol sistemi blok diyagramı Kapalı devre kontrol algoritmasıyla kurulan debi kontrol sistemi, bu bölümde anlatılan 3 farklı uygulama örneği içinde en doğru sonuçları üreten ve tekrarlama hassasiyeti en yüksek olan sistemdir. Ancak proje aşamasında elbette ki ekonomik faktörler de göz önünde bulundurulmalıdır. Kapalı devre debi kontrolü için gereken sensör ve kontrol elektroniği sistemin fiyatını artıracaktır Sıvı Akışkan Debi Kontrolü Elektropnömatik basınç kontrol valfleri aracılığıyla açık ve kapalı devre sıvı seviye kontrol ve debi kontrol sistemleri oluşturulabilir. Sistemin gaz ve sıvı fazını pnömatik hava uyarısı ile çalışan basınç dönüştürücüsü birbirinden ayırır. Bu tip uygulamalar genellikle kimya ve boya sektöründe yer alır ve dolayısıyla dönüştürücünün özellikle korozif etkilere karşı dayanıklı olması gerekmektedir. Basınç hattı E/P Basınç kontrol valfi Sıvı Kısıcı Sıvı akış sensörü Şekil 5.8. Sıvı akışkan debi kontrolü Açık devre debi kontrolü, sisteme manyetik, indüktif veya ultrasonik hacimsel debi ölçüm aletleri eklenerek genişletilebilir ve daha hassas debi kontrolü sağlanır.

399 Alüminyum Sürekli Döküm Sistemleri Bu uygulamada döküm kalıbının üfleme havası kapalı devre kontrollü basınç kontrol valfleriyle denetlenmektedir. Üfleme havası bir miktar yağ ile karışarak sıvı döküm alaşımı ve soğutulan kalıp arasında oldukça ince bir film tabaka oluşturur. (Şekil 5-9) Bu film tabaka, sıvı alaşımın ısı yüzeysel ısı kaybını geciktirerek dökülen alaşımın daha yavaş soğumasını ve daha düzgün kristalleşmesini temin eder. Ayrıca film tabakanın içinde bir miktar yağ bulunduğu için sıcak kalıp ile henüz tamamen soğumamış ve katılaşmamış olan alaşım arasındaki sürtünme azaltılarak döküm yüzeyinin oldukça düzgün olması sağlanır. Sıcak kalıp Hava Alüminyum Yağ Soğuk kalıp Soğutma sıvısı Bar Soğutma sıvısı Sürekli döküm makinalarındaki üfleme havasının son derece hassas olarak dozajlanması gerekmektedir. Fazla miktarda hava düküm yüzeyinin bozulmasına ve soğumayı geciktirerek malzemenin çarpılmasına sebep olmaktadır. Bu tip uygulamalarda hava ihtiyacı oldukça düşüktür. (~0.5-5 Nl/dak) Dikkat edilmesi gereken en önemli nokta, alüminyum ve döküm sektöründe hava kalitesinin genellikle düşük olmasıdır. Dolayısıyla çok kaliteli havaya ihtiyaç duymayan ve küçük partiküllerden etkilenmeyen basınç kontrol valflerinin özellikle tercih edilmesi, sistemin problem yaşanmadan çalışmasını sağlayacaktır Hareketli Tambur-Silindir Kontrolü Pilot kontrollü elektropnömatik basınç kontrol valfleri, tekstil, kağıt ve boya/baskı makinalarındaki top sarma sistemlerinde yaygın olarak kullanılmaktadır. Bütün sistem basınç kontrol valfinin entegre basınç sensörü aracılığıyla algıladığı bilgilere göre çalışır. Kumaş veya kağıt gerginlik kontrolü, elektropnömatik basınç kontrol valfleri ile gerçekleştirilen ilk uygulamalar arasında yer aldığı için çok çeşitli ve farklı kontrol sistemleri geliştirilmiştir. Dolayısıyla oldukça gelişmiş ve aynı zamanda ekonomik kontrol sistemleri bulmak ve uygulamak mümkündür.

400 421 Proses değişkenleri genellikle değişmediği veya çok az değiştiği için pilotlu basınç kontrol valflerinin dinamik tepki ve hassasiyet karakteristikleri bu tip uygulamalar için yeterli olmaktadır. Hava sarfiyatı son derece azdır ve sadece parametre değişikliği veya harici etkenlerin etkisinin arttığı durumlarda sarfiyat olur. Ayrıca pilotlu basınç kontrol valfleri enerji kesintisi durumunda bile en son ayarlanan basınç değerinde çalışmaya devam ettikleri için kullanımları operasyon güvenliği açısından son derece uygundur. Şekil Çift pistonlu balans uygulaması (a) Ana tambur fren mekanizması (b) Potansiyometre (c) Düşük sürtünmeli silindirler (d) Bilgisayar (e) Balans tamburu 5.6 Plastik Şişirme Makinaları Plastik şişirme makinalarındaki şişirme işlemi iki aşamada incelenebilir. Önce ekstruderden (a) çıkan yumuşak ve yapışkan plastik üfleme kafası (b) tarafından gelen hava ile desteklenerek (c) hava yastığı üzerinde tutulur ve kalıba yapışması önlenir. Şekil Plastik şişirme makinasının temel çalışma prensibi (a) Ekstruder (b) Üfleme deliği (c) Hava yastığı (d) Kalıp (e) Şişirme havası

401 422 P1 Kısıcı Şekil Hava yastığının oluşturulması Şişirme havasının miktarı hava hızına ve bağlantı hortumlarının boyutlarına göre değişecektir. Şekil 5-12 de yer alan sabit kısma delikli elektropnömatik basınç kontrol devresi ile debi kontrolü yapılmaktadır. Hortum ektrüzyon makinalarında üretilen hortumun soğutulması sebebiyle hortum iç hacminde basınç düşmeleri oluşur. Ancak hortum kesitinin düzgün olması için basıncın sabit kalması oldukça önemlidir. Bu tip uygulamalarda karşı basınç (P2) dengelemeleri için üfleme havası çıkışı oldukça düşük debili ikincil bir basınç kontrol valfi ile kontrol edilerek soğuma süreci boyunca 0-50mbar aralığında sabit hortum iç basıncı elde edilmektedir. Plastik malzeme kalıba (d) ulaştığında önce çok düşük basınç ve debi ile şişirilir. Daha sonra basınç ve debi artırılıp maksimum şişirme havası verilerek malzemenin kalıp çeperine yapışması ve son halini alması sağlanır. İlk üfleme havası ve maksimum şişirme ile ilgili basınç değeri, üfleme miktarı ve işlem süreleri, üretilen plastik malzemenin geometrisine ve kalıp yüzeyinin karmaşıklığına göre değişiklik göstermektedir. Elektropnömatik basınç kontrol valfleri bu parametrelerin kolayca değiştirilmesine olanak sağladığı için üretilen malzemelerin ve kalıbın değiştirilmesi durumunda yeni parametreler çok kısa sürede ayarlanabilmektedir. Plastik şişirme makinalarında en son olarak soğutma işlemi gerçekleştirilir. Şişirilen malzeme içerisindeki ısı, kalıp içine birkaç kez serbest üfleme ve tahliye yapılarak konveksiyon yoluyla taşınmalıdır. Bu aşamada hızlı cevap verme ve yüksek hava geçirgenliği özelliklerine ihtiyaç duyulur. E/P Basınç kontrol valfi Röle valfi Kalıp Şekil Büyük hacimli malzemeler (V > 4L) için şişirme havası kontrol devresi

402 423 Yüksek dinamik tepki özellikleri iyi olan elektropnömatik basınç kontrol valfleri 4 L hacme kadar olan malzemelerin üretildiği her türlü kalıpta kullanılabilir. Daha büyük hacimli malzemelerin üretilmesi için ND4 anma ölçüsüne sahip elektropnömatik basınç kontrol valfi tarafından pilot kontrolü yapılan ve röle valfi olarak çalışan ikincil bir basınç regülatörü (ND40-ND50) bulunur. Plastik şişirme makinaları genellikle 16bar üfleme havası basıncıyla çalışacak şekilde tasarlanır. Bu durumda sistem gereksinimlerine uyguna olarak direkt kontrol veya pilot kontrolü amaçlı basınç kontrol valfleri kullanılmalıdır. E/P Basınç kontrol valfi Kalıp Şekil Küçük hacimli malzemeler (V < 4L) için şişirme havası kontrol devresi Bu bölümde anlatılan uygulamalarda kullanılan binary (On/Off) yön kontrol valfleri ve diğer pnömatik devre ekipmanların bulunduğu devreler gösterilmemiştir. 5.7 Test Aparatları Test aparatlarında test edilen nesne elektropnömatik basınç kontrol valfi ile oldukça hassas olarak basınçlandırıldıktan sonra besleme hattı basıncı kesilir ve basınç düşümü belirli bir zaman aralığında ölçülerek kaçak miktarı tespit edilir. Şekil Elektropnömatik basınç kontrol valfi ile oluşturulan kaçak testi aparatı (a)elektropnömatik basınç kontrol valfi (b)açık devre kontrol sistemi (c)2/2 kilit valfi (d)basınç sensörü (e)test edilen nesne

403 424 Basınç [bar] Zaman [t] Şekil Elektropnömatik basınç kontrol valfi basınç artış ve düşüş eğrisi Test sisteminin açık devre kontrol sistemi (b) ile Şekil 5-16 da yer alan karakteristik eğriye sahip basınç kontrol valfi (a) aracılığıyla testi gerçekleştirmektedir. Basınç kontrol valfinin gerçek çıkış basıncı değeri asıl kontrol sistemi tarafından ölçülebilir. Ayarlanan basınç değerine ulaşıldığında 2/2 kilit valfi (c) kapatılarak test edilen nesne basınç altında tutulur. Test edilen nesnenin (e) basıncını algılayan bir sensör (d) aracılığıyla zamana göre basınç düşüşü ve dolayısıyla hava kaçakları ölçülmüş olur Balans Silindir Kontrolü Balans silindirleri ağır yüklerin taşınması, konumlandırılması, dengelenmesi ve hızlı hareket eden kütlelerin frenlenmesi amacıyla kullanılmaktadır. Yük, doğrudan silindir üzerinde veya pivotlu mekanik kol vasıtasıyla taşınabilir. Şekil Sabit yük altında çalışan balans silindiri (a)mekanik bağlantı kolu (b)balans silindiri (c)basınç kontrol valfi (d)yük (e)potansiyometre Şekil 5-17 de sabit yükle çalışan balans silindir sistemi görülmektedir. Basınç kontrol valfi (c) potansiyometre (e) ile ayarlanan değere göre yükü hareket ettirir.

404 425 Şekil Değişken yükle çalışabilen balans silindir sistemi (a)plc (b) Parametre ekranı (c) Sürtünme kompansatör anahtarı (d) Yük sensörü Şekil 5-18 de değişken yüklerle çalışabilen balans silindir sistemi yer almaktadır. Yük sensörü (d) algılanan değerleri kontrol sistemine-plc (a) gönderir ve PLC bu geri besleme sinyaline göre silindir basıncını değiştirerek yükü hareket ettirir. PLC, parametre ekranı (b) aracılığıyla anlık değerleri gösterebilir ve ayrıca sistemdeki diğer kontrol elemanlarından (kilitleme silindiri, çift el koruma devresi, silindir fren sistemi v.s.) gelen sinyaller doğrultusunda mantıksal hesaplamalar yapabilir. Böylece diğer çevre birimleri ile entegre çalışabilen bütün bir sistemin kontrolü mümkün olacaktır. Oldukça gelişmiş işlevlere sahip olan bu sistemin bazı dezavantajları şöyle sıralanabilir: Kaldırma mekanizması sadece yük sensörünün üst bölümüne monte edilebilir Yük sensörünün mekanik montajı problemli olabilir Sürtünme kayıplarını hesaplayan kompensatör sistemi oldukça karmaşıktır Basit uygulamalar için pahalı bir çözümdür Şekil Değişken yükle çalışabilen alternatif balans silindir sistemi (a)yük sensörü (b)giriş (komut) basınç değeri sensörü (c)basınç kontrol valfi (d)mekanik kol Şekil 5-19 da yine değişken yük altında çalışabilen alternatif bir balans sistemi görülmektedir. Bu sistem, mekanik kol (d) içine entegre edilen yük sensörü (a) ile gerekli olan kuvveti hesaplayarak ilgili sinyali basınç kontrol valfine (c) gönderir. Basınç kontrol valfinin elektronik sistemi gerçek kuvvet/yük değeri geri besleme sinyaline göre gerekli basınç ayarlamasını yapabilecek şekilde genişletilmiştir. Bu yöntemle kontrol edilen sistemlerin avantajları şöyle sıralanabilir: Doğrudan çalışma kuvveti ölçüldüğü için sürtünme kayıplarını hesaplayan karmaşık kompensatör sistemine ihtiyaç yoktur Tüm kontrol sistemi basınç kontrol valfine entegre edilmiştir

405 Sprey Boya Sistemleri Özellikle otomotiv endüstrisinde kullanılan sprey boya sistemlerinin döner (türbin) tip sprey boya tabancalarının hızı, hava debisi ve boya debisi elektropnömatik basınç kontrol valfleri ile oluşturulan sistemlerle kontrol edilebilmektedir. Hız ölçümleri ile ilgili geri besleme sinyali üst düzey (primer) kontrol sistemine gönderilir. Bu sistem sprey boya kalitesini doğrudan etkileyebilen boya miktarı veya boya viskozitesi değişimlerini de kontrol ederek gerekli basınç değerini hesaplayabilmektedir. Sensör ve üst düzey (primer) kontrol sistemi optik kablo aracılığıyla dijital olarak haberleşir. Hava geçirgenliği ve hassasiyet özellikleri bu tip uygulamalarda kullanılacak olan basınç kontrol valfleri için en önemli seçim kriterleridir. Bu değerler kullanılan türbin tipi sprey tabancasının karakteristiğine göre değişmektedir. Türbin motorunun kütlesinin büyük olması sebebiyle sistem ataleti yüksek olduğundan basınç kontrol valfinin dinamik tepki özelliği birinci derecede önemli değildir Punta Kaynak Makinaları Şekil Kapalı devre hız kontrol sistemi blok diyagramı Punta kaynak makinalarının baskı çene sistemlerinde elektropnömatik basınç kontrol valflerinin kullanılması en sık rastlanan uygulamalardan biridir. Bu uygulama ile kaynak kalitesi ve elektrotların kullanım süreleri artmakta, kaynak süresi oldukça kısalmaktadır. Elektrotlardan birinin veya her ikisinin baskı kuvveti değiştirilerek çok çeşitli uygulamalar için gerekli parametreler kolaylıkla programlanabilir. Elektrotu hareket ettiren silindir basıncı çok kısa sürede ve hassas olarak kontrol edilebilmekte ve bu basınç kaynak işlemi süresince dalgalanma yaşanmadan sabit tutulabilmektedir. Ayrıca kaynak yapılacak olan malzemenin farklı noktaları için değişik kaynak parametreleri (alt baskı, üst baskı, kaynak süresi v.s.) tanımlanarak en uygun kaynak profili elde edilebilir. Bu parametrelerin kolayca değiştirilebiliyor olması özellikle kaplamalı ve boyalı saç malzemelerin ve alüminyum plakaların kaynatılmasında büyük kolaylıklar sağlamakta ve kaynağın optimum özelliklere sahip olmasını temin etmektedir. Baskı çenelerinin hareketi ve baskı kuvveti kontrol edilerek saç malzemenin bükülmesi ve kalıcı olarak deforme olması engellenebilmektedir. Ayrıca sistem lineer pozisyon ölçüm aletleri ile donatılarak kaynak açıklığının hassas olarak belirlenmesi mümkündür. Şekil Punta kaynak makinası çene baskı kontrol sistemi

406 427 Aşağıdaki grafiklerde konvansiyonel ve elektropnömatik basınç kontrol valfleri ile kontrol edilen kaynak makinalarının kuvvet-zaman eğrileri yer almaktadır. Elektropnömatik basınç kontrol valfi ile kontrol edilen sistemde kaynak çeneleri iş parçası üzerine oldukça yumuşak bir şekilde baskı yaparken konvansiyonel sistemde baskı kuvveti aşırı dalgalanma göstermekte ve çevrim süresi uzamaktadır. Şekil Baskı çenelerinde oluşan kuvvet eğrileri 5.11 Düşük Basınçlı Pres Uygulamaları Otomotiv sektöründe özellikle binek araçlarının tavanları kompozit malzemelerle kaplanarak kuvvetlendirilmekte ve bu amaca yönelik olarak geniş baskı yüzeyli düşük basınçlı montaj presleri kullanılmaktadır. Şekil Yolcu kabini tavan kaplama yapıştırma ve montaj presi (a)hareketli baskı aparatı (b)tavan kaplaması (c)hava yastığı tabakası (d)araç gövdesi Hareketli baskı aparatı (a) patlamamış hava baloncuklarını tavan kaplaması ile birlikte yolcu kabini tarafında konumlandırır. Hava yastığı tabakası(c) bu aşamada şişirilir ve kaplama (b) tavana yapıştırıldıktan sonra yastığın havası boşaltılır. Hava yastığı, tavan kaplamasının her yerine eşit baskı kuvveti sağlayabilmek amacıyla kullanılır. Şekil Düşük basınçlı pres sisteminin blok diyagramı

407 428 Pres sisteminde PLC (d) basınç kontrol valfine (a) giriş komut değerini gönderir. Bu değer -100 / +100 mbar aralığında olabilmektedir. Bu sayede hem emiş (vakum) basıncı, hem de pozitif basınç kontrol edilebilmektedir. Pozitif basınç basınçlı hava tesisatından sağlanırken negatif basınç için vakum pompası (c) kullanılır ve pompanın emiş hattı basınç kontrol valfinin tahliye hattına bağlanır. Basınç gerilim dönüştürücüsü hava yastığı tabakasının içerisinde bulunur. Bu tabakanın hacmi litre arasındadır ve yaklaşık 20mbar basınç altında çalıştırılır. 6. E/P BASINÇ KONTROL VALFLERİNİN TEMEL ELEKTRONİK YAPILARI Bu bölümde elektronik basınç kontrol valflerinde kullanılan elektronik komponentler kısaca incelenecek ve genel özellikleri anlatılacaktır. Şekil 6.1. Direkt kontrollü basınç kontrol vafli blok diyagramı (a)güç kaynağı (b)giriş komut değeri (c)gerçek çıkış değeri (d)kontrolör (e)basınç sensörü (f)basınç kontrol valfi elektronik sürücüsü Şekil 6.2. Pilot kontrollü basınç kontrol valfi blok diyagramı (a)güç kaynağı (b)giriş komut değeri (c)gerçek çıkış değeri (d)kontrolör (e)basınç sensörü (f) Basınç kontrol valfi elektronik sürücüsü

408 Güç Kaynağı Elektropnömatik basınç kontrol valfinin çalışabilmesi için doğrudan güç kaynağına (24V DC) bağlanması gerekir. Herhangi bir valfin gücü, birim zamanda tükettiği maksimum enerji ile ölçülür. Kullanılacak olan güç kaynağının valfin ihtiyaçlarına uygun olarak seçilmesi sistemin problemsiz olarak çalışmasını garanti edecektir. Pilot kontrollü valfler (~0.5A) genelde direkt uyarılı oransal selenoidli valflere (~1.5A) göre daha az güç tüketir. Güç kaynağı, mutlaka elektropnömatik basınç kontrol valfinin teknik özelliklerinde belirtilen voltaj toleransları içerisinde voltaj üretmelidir. Genellikle valfin elektronik kontrol sisteminde düşük voltaj kesicisi bulunur. Belirtilen voltaj toleransının aşılması durumunda bası elektronik devre elemanları fazlaca ısınacaktır. Valflerin teknik özelliklerinde belirtilen dalgalanma (ripple) değeri voltajın doğrultulma kalitesini belirler. Günümüzde kullanılan güç kaynakları belirli bir değere kadar çekilen akımdan bağımsız olarak oldukça düzgün voltaj regülasyonu yapabilmektedir Komut Sinyal Değerleri Elektropnömatik basınç kontrol valfinin giriş komut değeri istenilen basınç değeridir. Bu değer analog, (akım veya gerilim), dijital veya alansal veriyolu (Fieldbus) sinyalleri şekillerde gönderilebilir. Tablo 6-1 de değişik sinyal tiplerinin özelliklerini içeren özet tablo yer almaktadır. 8 Bit dijital kontrol günümüzde pek fazla kullanılmamaktadır. Tablo 6-1 Endüstriyel sinyal tipleri (* Kablo sayısı kullanılan Fielbus protokolüne göre değişmektedir.) Voltaj Akım Dijital Fieldbus Birim Volt Amper Bit Bit Aralık Sinyal taşıma mesafesi 3-5 m m m 1000m Kablo sayısı 2 + Toprak 2 + Toprak * Komut değeri sinyali oluşturmanın en kolay yolu potansiyometre kullanmaktır. Potansiyometre (a) güç kaynağı (c), referans voltajı (e) ve komut değeri (d) kabloları ile doğrudan basınç kontrol valfine (b) bağlanabilir. Potansiyometrenin güç kaynağı kablosu (c) basınç kontrol valfin üzerinden geçer. Şekil 6.3. Potansiyometre aracılığıyla komut değerinin ayarlanması (a)potansiyometre (b)basınç kontrol valfi (c)güç kaynağı bağlantısı (d)komut değeri kablosu (e)refreans voltajı kablosu Basınç kontrol valfinin PLC gibi daha gelişmiş otomasyon ürünleri tarafından kontrol edilmesi durumunda komut değeri voltaj veya akım cinsinden gönderilebilir. Voltaj veya akım sinyali arasında sadece gönderilen ve algılanan sinyalin çeşidi dışında hiçbir fark yoktur. Sistem içerisinde bu sinyalleri görüntüleyen veya kullanan cihazlar kullanılan sinyal tipine uygun seçilmelidir. Basınç kontrol valfleri genellikle tek bir elektronik kart ile bütün standart sinyalleri destekleyecek şekilde geliştirilir. Sinyal giriş ve çıkışları kart üzerindeki minyatür anahtarlar aracılığıyla seçilir ve gerektiğinde farklı sinyal sistemine göre çalışabilir.

409 430 Kullanılacak olan sinyal tipi sistemin işlevini değiştirmemekle beraber önemli bir seçim kriteri olarak karşımıza çıkmaktadır. Akım sinyalleri elektromanyetik gürültüden çok fazla etkilenmez ve sinyaller daha uzun mesafelere gönderilebilirken voltaj sinyalleri ancak birkaç metrelik mesafede güvenle taşınabilir. Şekil 6.4. Voltaj (a) ve akım (b) sinyali olarak gönderilen komut girişleri Şekil Bar aralığında çalışan basınç kontrol valfinin ma komut girişine karşı ürettiği gerçek çıkış basınç değeri grafiği 6.3 Topraklama Basınç kontrol valfinin kontrol sisteminin komut giriş değeri (c) ve gerçek çıkış değeri (d) kabloları olası elektromanyetik gürültülere karşı mutlaka topraklanmalıdır. Şekil 6.6. Elektropnömatik basınç kontrol valfi örnek bağlantı şeması 6.4 Akım Sinyali Kullanılan Sistemlerde Ohmik Direnç Akım sinyali kullanılan valflerin ohmik direnç değerleri teknik bilgi sayfalarında bulunabilir. Valfin toplam ohmik direnci, maksimum akım çıkış değerinin verilmesi durumunda kullanılabilecek olan maksimum direnç değeridir. Bu değerin aşılması durumunda sinyal çıkış değeri zayıflaması ve istenilen işlevin yerine getirilememesi gibi problemler yaşanmaktadır.

410 Fieldbus Protokolleri ile İletilen Giriş Komut Değerleri Standart yön kontrol valfleri gibi basınç kontrol valfleri de Fieldbus protokolleri ile sinyal alışverişi yapabilir. Sinyaller dijital olarak yani sayı şeklinde iletilir. İletilen bu sayı çözünürlük katsayısı ile çarpılarak giriş komut değeri bulunur. Örnek: 0-10 bar aralığında 10 Bit kontrol ile kontrol edilen basınç kontrol valfinin çözünürlüğü 10mbar dır. Sinyal olarak 412 sayısı gönderilmiştir. Bu durumda komut değeri 412x10mbar = 4.12 bar olacaktır Basınç Sensörü Basınç kontrol valfleri için gerçek değer veya kontrol değeri valfin çıkış basıncıdır. Bu basınç piezo prensibiyle çalışan basınç sensörleri aracılığıyla ölçülür. Şekil 6.7. Basınç sensörü Piezo prensibi, yarı iletken bir maddenin bağlı bulunduğu plakanın basınç altında şekil değiştirmesi sonucu direncinin değişmesidir. Ölçülen basınç 0/4..20mA veya 0..10V sinyal olarak kontrol sistemine gönderir. Basınç sensörleri genellikle basınç kontrol valfinin gövdesine entegre edilir. Sensörün hassasiyet, tekrarlanabilirlik, dinamik tepki ve sıcaklık değişikliklerinden etkilenme gibi özellikleri son derece önemlidir ve basnç valfinin bütün olarak karakteristiğini belirler. Tablo 6.2. Değişik tip basınç sensörleri Mutlak basınç sensörü Fark basıncı sensörü Efektif basınç sensörü Bir tarafı tamamen boşaltılmış olan vakum odacığı referans alınır Birbirinden bağımsız iki ayrı basınç değerinin arasındaki farkı gösterir Fark basıncı sensörü mantığıyla bir tarafı atmosferik basınca açık olarak ölçüm yapar 6.7. Analog-Dijital Girişler Analog ve dijital sinyaller, basınç kontrol valfinin kabul ettiği sinyaller ile ilgili kavramlardır. Analog sinyaller, teorik olarak belirtilen aralıkta sonsuz aralıklarla kesintisiz olarak gönderilebilir. Dijital sinyaller ise kullanılan kontrol sisteminin yapısına göre kontrol edilen aralığı belirli bir sayıya böler ve elde edilen sonuç sistemin çözünürlüğünü ve adım sayısını belirler. Örneğin, 8 Bit kontrol sistemi ile 255 ara değer (2 n 1) elde edilebilir. Eğer basınç kontrol valfi 0-10 bar aralığında çalışıyorsa sistemin çözünürlüğü 10 / 255 = 39mbar olacaktır. Bu kontrol sisteminde 39mbar dan daha küçük ara değerlerin elde edilmesi mümkün değildir. Eğer 12 Bit lik bir kontrol sistemi kullanılırsa 4095 ara değer elde edilebilir ve sistemin çözünürlüğü 2.4mbar olur. Bu kontrol sistemiyle elbette çok daha hassas basınç kontrolü yapma şansı olacaktır Çıkış Sinyalleri Çıkış sinyali, elektropnömatik kontrol valfe gönderilen analog veya dijital sinyalin yükseltilerek valfin pilotunun veya oransal selenoidinin sürülmesi amacıyla kullanılır.

411 432 Şekil 6.8. PWM sinyalleri (t1)açık kalma süresi (t2)kapalı kalma süresi (t3) toplam periyod süresi Direkt Kontrol Sinyalleri Direkt kontrollü basınç kontrol valflerinde oransal selenoidin sürülebilmesi için 0-1.5A aralığında bir akım gerekmektedir. Bu akım valfe gönderilen komut giriş sinyallerini denetleyen PI kontrolör aracılığıyla üretilir. Oldukça küçük hacimlere sığdırılan elektronik komponentlerin aşırı ısınmasını engelleyebilmek için sinyaller aç-kapa (pulse-pause) şeklinde gönderilir. Bu sinyallerin frekansı birkaç khz mertebesindedir Pilot Kontrol Sinyalleri Pilot kontrol mantığında sistemin basıncı iki adet aç/kapa valfi ile kontrol edilir. Bu tip valflerin dezavantajı aç/kapa valfleri dijital olarak çalışır ve yalnızca iki konumu vardır. Ayar basıncına yaklaşıldığında pilot kontrol sisteminin çok hassas çalışması ve çok sık aç/kapa yapması gerekebilir. Bu durum basınç kontrolünün genel olarak Histerisiz özelliğini olumsuz yönde etkiler. Aç/kapa mantığıyla çalışan (binary) valfler, bazı uygulamalarda proses değişkenlerinin yeterince hassas ve aynı zamanda süratli olarak kontrol edilmesini sağlayamamaktadır EMC Regülasyonları EMC, elektromanyetik uygunluk (Electromagnetic Compatibility) özelliğini kısaltmasıdır. EC tasarım rehberinde yer alan tanıma göre EMC uygunluk özelliğine sahip herhangi bir elektronik ürün, elektromanyetik dalgaların bulunduğu her türlü ortamda hiçbir problem çıkarmaksızın çalışabilmeli ve kendiliğinden gürültü oluşturmamalıdır. EMC regülasyonları CE uygunluk normlarının alt bölümüdür. EMC ile ilgili olarak EN ve EN numaralı standartlar malzemenin genel özellikleri ve elektromanyetik davranış karakteristiği ile ilgili sınırları belirler.

412 SONUÇ Endüstriyel elektronik kontrol sistemlerinin yaygınlaşması ile birlikte pnömatik otomasyon projeleri artık sadece pnömatik lojik ile çözülemez olmuştur. Projelendirme ve uygulama aşamasında klasik pnömatik ile elektropnömatik sistemler arasında çok belirgin farklılıklar yoktur. Her iki sisteminde kendine özgü kontrol, sinyal, denetim ve çalışma elemanları mevcuttur. Ancak elektropnömatik sistemlerde sinyaller hava uyarısı yerine elektrik sinyali olarak taşınmaktadır. Otomasyon sistemindeki basınç ve basınca bağlı olarak dolaylı yollardan kontrol edilebilen debi, kuvvet, konum gibi değişkenler elektropnömatik basınç kontrol valferi ile oluşturulan değişik projelerle oldukça hızlı ve sistemin ihtiyaçlarına cevap verecek kadar hassas olarak kontrol edilebilmektedir. Günümüzde bu ürünlerin kullanım alanları oldukça yaygınlaşmış ve hatta değişik sektörlere özel olarak geliştirilen ve çok spesifik özelliklere sahip olan komponentler üretilmeye başlanmıştır. Projelendirme aşamasında mekanik tasarıma ve sistemin ihtiyaçlarına göre doğru ürün seçimi yapıldığı taktirde son derece başarılı sonuçlar elde edilebilmektedir. KAYNAKÇA [1] H.Müseler - T.Schneider Electronic Components and Circuits [2] O.Föllinger Control Technology [3] F.Kolb O.Künzel Control Technology Basic Principles [4] P.Busc Elementary Control Technology [5] F.Seehausen K.Fassbender Electropneumatic Pressure Control Valves Mannesmann Rexroth 1997 ÖZGEÇMİŞ Necip ÇAYAN 1976 yılında Eskişehir de doğdu yılında ODTÜ Makine Mühendisliği bölümünden mezun oldu yılları arasında Sayısal Grafik şirketinde mekanik tasarım ve imalat yazılımlarından sorumlu ürün müdürü olarak görev yaptı. Halen Bosch Rexroth A.Ş. Pnömatik-Otomasyon bölümünde proje ve satış mühendisi olarak görev yapmaktadır.

413 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNÖ - 30 Pnömatik Kas ENVER ÇATAK Festo A.Ş.

414 437 PNÖMATİK KAS Enver ÇATAK ÖZET Teknolojinin gelişimi ile artık kuvvet ve hareket üreten sistemlerin daha esnek, sorunsuz, küçük güçlerle büyük kuvvet elde edebilme, kullanımın kolay ve hareketlerin kontrolünün hassas olması istenmektedir. Pnömatik kas bu doğrultuda geliştirilmiştir.basit fikir olarak esnek bir hortumun diyebiliriz. (şekil 1) kombinasyonu Şekil 1. GİRİŞ Pnömatik kas körüklü bir büzülme sistemidir. İnsan kas kuvvetinin üretilmesi prensibi temelinde çalışır üretici firma bu temel ilkeyi endüstriyel alana aktarmış ve üretim olanaklarını genişletmiştir. Sıvı geçirmez, esnek boruların, romboidal (eşkenar) formda katı elyaflarla kaplanması şeklindeki temel fikir şöyle işlemektedir; Sıkıştırılmış hava girerken,eksenel yönde bir gerilim kuvveti yaratılır ve kas, artan iç basıçla kısalır. Elemanlar; Pnömatik kas beş parçadan oluşmaktadır. (Şekil 2 ) - Membran - Konik iki bağlantı ucu ve iki somunu MEMBRAN BAĞLANTI PARÇASI Şekil 2.

415 438 Malzeme; - Membran malzemesi elastik olmayan yönlendiricili ızgara, Kafes yapılı fiberden yapılmıştır. Fiberlerin tamamı kauçuk malzemenin içerisine yerleştirilmiştir. Bunun anlamı sürtünme oluşmamaktadır. Çalışma prensibi; - Pnömatik Kas a hava basıncı uygulandığı zaman kafes yapı bozulur. - Eksenel yönde kısalma, açısal yönde genişleme olur.bu kısalma uygulanan hava basıncına bağlı olarak artar. ( Kısalma kas boyunun max % 25 kadardır.yani silindir stroğu silindir boyunun maksimum % 25 i kadardır.) (Şekil 3.1) - İlk üretilen kuvvet standart silindirlerle kıyaslandığı zaman üç katı büyüklükteki çap kadardır.bu kuvvet stroğa bağlı olarak azalır. (Şekil 3.2 ) Şekil 3.1. Şekil 3.2.

416 439 Kuvvetin ve hareketlerin karşılaştırması; - Aynı çaplı standart silindirlerle kıyaslandığı zaman 10 katı daha fazla kuvvet üretir.(şekil 4) - Daha fazla ivme kuvveti elde edilir. - Kısmen hacmin azalması nedeniyle sistemin dinamiği artar hava tüketimi azalır. Stick-slip etkisinin karşılaştırılması; Şekil 4. - Silindirin içerisinde sürtünme olmadığı için stick slip etkiside oluşmamaktadır. - Düşük hızlarda yumuşak haraketler elde edilebilir. Malzemenin dayanıklılığı; Sızdırmaz bir yapıya sahip olduğu için su içerisinde kullanılabilir. Çevre şartlarına uygunluk ve yüksek dayanım. Kirli ortamlarda kulanma imkanı Çalışma şekli; Teknik data Tek etkili silindir Şekil 5. M AS - 10 M AS - 20 M AS - 40 M a x. force 700 N N N Pressure 8 bar 6 bar 6 bar Temperature Media Lifecycles 5 60 C air Target: over 10 Mio

417 440 Bağlantı aksesuarları - Üç değişik bağlantı aksesuarı bulunmaktadır. Basınçlı hava besleme bağlantısı yandan,dik yönden yada hava bağlantısı olmayan. - Standart silindir bağlantı aksesuarları Uygulama örneği; Almanyada ki vitra fabrikası pnömatik kasları ofis koltuklarının sağlamlık testinde tahrik mekanizması olarak kullanmaktadır. (şekil 6) Bu amaçla 40mm çapında ve 935 mm nominal uzunlukta pnömatik kaslar kullanılmaktadır. Bu uygulamada 100 mm ile 200 mm arasında stroklar/darbeler yaratılmaktadır.bu yolla kaslar, 300N ile 450N arasında kuvvetler kullanılarak çalışmaktadır.şimdiye dek, kas başına 3milyonu aşkın yük çevrimi, herhangi bir problem olmaksızın uygulanmıştır. Bu gerilim tahrik kolu olarak kaskullanılması bu büro koltuklarının gerçek kullanımları sırasındaki yükü temsil etmektedir.pnömatik kasın kullanılma nedeni, kuvvetin yüksek olmasının yanı sıra, ince dizaynı ve bakım ihtiyacının geleneksel pnömatik silindir kullanan önceki çözümlere nazaran son derece az olmasıdır.ayrıca hoş dizaynı ile de vitra showroom un ortamını tamamlamaktadır.yani işlevselliği ile görünüşü paralellik oluşturmaktadır. Şekil 6.

418 441 SONUÇ Yukarıdaki uygulama yalnızca, olası uygulama alanlarına ilişkin bir ipucu vermektedir.pnömatik kas ın (Fluidic Muscle) kullanılabileceği alanlar sınırsızdır,dolayısıyla buradaki örnek yalnızca Pnömatik kas ın potansiyeline ilişkin öneri olarak kabul edilmelidir. KAYNAKLAR [1] FESTO İnternational product traning dökümanları. [2] FESTO ürün kataloğu ÖZGEÇMİŞ Enver ÇATAK 1967 Yılında Kayseri de doğdu Ankara Gazi Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Makina Bölümünden 1990 Yılında mezun oldu, halen Festo sanayi ve ticaret AŞ.de Bölge müdürü ve Teknik destek sorumlusu olarak çalışmaktadır.

419 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 31 Servohidrolik Amortisör Dinamometresinin Dinamik Modeli ve Simülasyonu TUNA BALKAN Y. SAMİM ÜNLÜSOY Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü

420 445 SERVOHİDROLİK AMORTİSÖR DİNAMOMETRESİNİN DİNAMİK MODELİ VE SİMÜLASYONU Tuna BALKAN Y. Samim ÜNLÜSOY ÖZET Amortisör karakteristiklerinin elde edilmesinde kullanılan dinamometreler için mekanik, servohidrolik ve elektromanyetik olarak üç değişik tasarım sözkonusudur. Mekanik dinamometreler daha basit ve ucuzdur, ancak yetenekleri kısıtlıdır. Üstün performans ve esneklik sağlayan servohidrolik ve elektromanyetik dinamometreler ise daha karmaşık ve pahalıdır. Bu bildiride servohidrolik bir amortisör dinamometresinin dinamik modeli sunulmakta ve sinüs eğrisi veya üçgen dalga kullanılarak yapılan simülasyonlardan elde edilen sonuçlar karşılaştırılarak tartışılmaktadır. Sisteminin uygulanmasıyla ilgili yazılım ve donanım da incelenmiş ve öneriler yapılmıştır. GİRİŞ Amortisör, karayolu taşıtlarının süspansiyon sistemlerinde tekerlek ile gövde arasında yer alan ve gövde ve tekerlek titreşimlerini sönümlemek amacıyla kullanılan bir süspansiyon elemanıdır. Yaygın olarak kullanılan tek ve çift silindirli amortisörlerin yapısı Şekil 1 de gösterilmiştir. Atmosfer Valfler Piston Silindir Hidroli k sıvı Piston kolu Atmosfer İç silindir Dış silindir Piston Hidroli k sıvı (a) (b) Şekil 1. Amortisör yapısı, (a) Tek silindirli, (b) Çift silindirli Amortisörlerin çeşitli sistemlere uygulanmasında en önemli veri, piston hızının bir fonksiyonu olarak oluşan kuvvet karakteristiğidir. Otomobil süspansiyonu uygulamalarında, tekerlek hızının değeri yukarı doğru harekette (bump) aşağı doğru harekete (rebound) göre yaklaşık iki mislidir. Bu nedenle araç gövdesine uygulanan kuvvetin her iki durumda eşit olmasını sağlamak için, amortisörler Şekil 2 de gösterildiği gibi asimetrik kuvvet-hız karakteristikleri verecek biçimde üretilirler [1].

421 446 Kuvvet Piston Hızı Şekil 2. Amortisör kuvvet-hız karakteristiği Amortisör testlerinde amaç, kuvvetin konum ve hızın bir fonksiyonu olarak ölçülmesidir. Bu nedenle, amortisörün bir ucu rijit bir çerçeveye monte edilmiş bir kuvvet ölçere bağlanır. Diğer ucu ise kasıntı olmayacak şekilde, sabit deplasmanda değişik hızlarda hareket ettirilerek konum ve hızın fonksiyonu olarak kuvvet ölçümleri alınır. Amortisör dinamometreleri mekanik, servohidrolik ve elektromanyetik olmak üzere üç sınıfa ayrılır. En yaygın olarak kullanılan mekanik dinamometreler göreceli olarak basit ve ucuz olmakla beraber, daha karmaşık ve pahalı olan servohidrolik ve elektromanyetik aygıtların sağladığı esneklik ve performansa sahip değildir. Mekanik dinamometrelerde amortisör karakteristiklerini sabit hız testleriyle elde etmek pratik değildir. Bu sistemlerde kullanılan motorun çıkışında dişliler veya dişli kayış yoluyla hız düşürülür. Dönme hareketi bir Harmonik Hareket Mekanizması ile doğrusal harekete çevrilerek, amortisörün bir ucu, genliği değişmeyen ancak farklı frekanslarda sinüs dalgası şeklinde hareket ettirilir, Şekil 3 (a). Gerektiğinde hareketin genliği kullanılan mekanizma ile ayarlanabilir. Farklı frekansların elde edilmesi için de motor hızı bir frekans değiştirici ile ayarlanır. Değişik devir sayılarında yapılan deneyler sonucunda, sabit deplasman kapalı kuvvet eğrileri ve sönüm katsayısı-hız eğrisi elde edilir. Genelde uygulama aralıkları frekanslarda Hz, deplasmanda mm, hızda ise ise mm/s dir [2]. Deneylerde uygulanabilecek en büyük kuvvet, kuvvet ölçerin kapasitesi ve motorun maksimum gücü ile belirlenir. Amortisör Kuvvet ölçer Amortisör Kuvvet ölçer Servovalf Elektrik motoru Harmonik hareket mekanizması Hidrolik Güç kaynağı (a) (b) Şekil 3. Amortisör dinamometreleri, (a) Mekanik, (b) Servohidrolik Lineer eyleyici

422 447 Servohidrolik dinamometreler ise entegre güç kaynağı (motor, pompa ve tank) ve kontrol sistemini de içeren deney aygıtlarıdır. Hidrolik yağ servo kontrol valfi tarafından lineer bir eyleyicinin üst veya alt tarafına gönderilerek, amortisörün bir ucu çekilir veya itilir, Şekil 3 (b). Servo valfin çıktısı Eyleyicinin ölçülen piston konumu istenen konumla karşılaştırılarak, servo valfin çıktısı ayarlanır. Böylece amortisörün değişik dalga şekillerinde, hız ve genlikte uyarılması mümkün olur. Amortisör kuvveti kuvvet ölçer yardımı ile konumun veya hızın bir fonksiyonu olarak ölçülür. Deneylerde gerçekleştirilebilecek genlik ve hızlar servo valfin debi kapasitesi ile sınırlıdır. Uygulanabilecek en büyük kuvvet ise kuvvet ölçerin kapasitesi, kullanılan basınç (tipik değer 210 bar) ve eyleyicinin çapı ile belirlenir. Genelde uygulama aralıkları frekanslarda Hz, deplasmanda mm, hızda ise ise mm/s dir [2]. Elektromanyetik dinamometreler ise, servohidrolik dinamometreler gibi test amortisörünü doğrudan ve her türlü dalga şekillerinde uyarabilecek yeteneklere sahip olduğu gibi, minimum düzeyde boşluk, sürtünme ve aşınma özellikleri vardır [3]. Bu bildiride servohidrolik bir amortisör dinamometresinin dinamik modeli oluşturulmuş ve deney sürecinin simulasyonu yapılmıştır. Ayrıca böyle bir sistemin donanım ve yazılım gereksinimleri de tartışılmıştır. DİNAMİK MODEL Amortisör dinamometre sisteminin dinamik modelini hidrolik güç kaynağı, servovalf ve lineer eyleyiciden oluşan hidrolik sistem, sayısal denetim sistemi ve amortisör olmak üzere dört ayrı bölümde incelemek mümkündür. Hidrolik güç kaynağı, sistemin sabit basınç altında çalışmasını sağlamak amacıyla tasarlanmış olup servovalf girişindeki basıncı p s düzeyinde tutar. Çift etkili hidrolik lineer eyleyici ise servovalf tarafından kontrol edilmekte ve amortisörü tahrik amacıyla kullanılmaktadır. Şekil 4 de servovalf ve hidrolik silindir şematik olarak gösterilmiştir. Servovalf kapalı merkezli olarak kabul edildiğinden, açıklığı x olan iki adet değişken orifis olarak modellenmiştir [4]. y V A A V B p s Q A Q B p e p A p L p B Şekil 4. Servovalf ve hidrolik silindir modeli

423 448 Hidrolik akışkanın sıkıştırılabilir olduğu kabul edilirse, şekilde gösterilen hız yönü için, matematik model olarak aşağıdaki orifis ve akış sürekliliği denklemleri yazılabilir. QA = Cd. ω.x 2 ρ ( p p ) s A (1) QA v = Ay + A p A (2) β Burada, A Silindir üzerindeki akış kesit alanı V A Silindirin A bölmesinin hacmi p A Silindirin A bölmesindeki basınç p e Çıkış basıncı y Pistonun hızı C d Boşaltma katsayısı β Hidrolik akışkanın Bulk modülü ω Orifisin makara çevresi boyunca genişliği (peripheral width) ρ Hidrolik akışkanın yoğunluğu olarak tanımlanmıştır. Pistonun diğer yöndeki hareketi için de Q B debisini içeren benzer denklemler yazmak mümkündür. Yük basıncı p L ise aşağıdaki şekilde yazılabilir. pl = pa pb (3) Diğer taraftan denetim sistemi olarak amortisörün konum ve hızının geribeslendiği ve PI denetleyiciden oluşan basit bir denetim sistemi kullanılmıştır. Denetim sistemine durağan ve dinamik performansı iyileştirmek amacıyla dinamik yük basıncı geri beslemesi de eklemek mümkündür. Ancak mevcut performans göz önüne alındığında buna gereksinim duyulmamıştır. Bu aşamada amortisör dinamiği olarak Şekil 2 de verilen karakteristik kullanılmıştır. Sistemin Matlab /Simulink diyagramları Şekil 5 te verilmiştir. Şekil 5. Sistemin Matlab /Simulink diyagramı

424 449 SİMÜLASYON Sisteme verilen sinus ve üçgen sinyalleri ile ölçüm noktasındaki yerdeğiştirme ve hız eğrileri Şekil 6 da sunulmuştur. Her iki durumda da sistemin istenen sinyalleri takip edebildiği görülmektedir. Kuvvet-Yerdeğiştirme eğrileri, sinüs ve üçgen girdi sinyallerinin üç değişik frekansı için elde edilmiş ve Şekil 7 de sunulmuştur. Sinüs dalgası kullanıldığında, hızın sürekli değişmesi nedeniyle yuvarlanmış Kuvvet-Yerdeğiştirme eğri takımlarının elde edildiği gözlenmektedir. Üçgen dalganın kullanıldığı durumda ise belirli aralıklarda sabit hız elde edilebilmekte, ancak hızın ani yön değişimi nedeniyle dinamik etkenler daha belirgin hale gelmektedir. Ölçülen Kuvvet-Hız eğrisi ise kullanılan frekanslardan biri için Şekil 8 de verilmiştir. Atalet etkileri nedeniyle Kuvvet-Hız değişimlerinde de kapalı eğriler oluşmaktadır. Üçgen dalga kullanıldığında, kapalı eğrilerin çevirdiği alanın artması dinamik etkenlerin daha belirgin olduğunu göstermektedir. Amortisörün gerçek karakteristiğinin elde edilebilmesi için, ivmenin ölçülmesi veya hesaplanması ve kütle değerleri kullanılarak, atalet etkilerinin de yokedilmesi mümkündür. YAZILIM VE DONANIM GEREKSİNİMLERİ Sistemde donanım olarak Matlab -RTWT uyumlu bir veri toplama ve kontrol kartı kullanılması öngörülmüştür. Geribesleme hatlarını oluşturabilmek ve karakteristik eğrileri çizebilmek için üç adet algılayıcı gerekmektedir. Bunlardan konum ve hız algılayıcıları denetleyiciye geribesleme hatlarında ve kuvvet ölçer ise temel amortisör karakteristiklerinin çizilmesinde kullanılacak kuvvet ölçümlerini verecektir. Sistemin denetimi için Şekil 5 te gösterilen denetleyiciye konum ve hız algılayıcılardan gelen sinyallerin geribeslenmesi ve servovalfe gidecek sinyalin üretilmesi için veri toplama ve kontrol kartı ile Simulink arayüzlerinin eklenmesi gerekmektedir. Bir sonraki aşamada kullanıcı arayüzü de hazırlanarak, yazılım derlenir ve herhangi bir kişisel bir bilgisayar üzerinde Matlab den bağımsız olarak kullanıma sunulabilir. Diğer taraftan amortisör karakteristiklerinin kağıt üzerine alınabilmesi için sisteme bir de yazıcı bağlanması gerekecektir. SONUÇ Servohidrolik bir amortisör dinamometresinin dinamik modeli hazırlanmış, sinüs eğrisi ve üçgen dalga kullanılarak yapılan simülasyonlarla amortisör karakteristiklerinin elde edilebileceği gösterilmiştir. Gerçekleştirilecek bir deney aygıtının temel donanım ve yazılım gereksinimleri belirlenmiştir. Bu tip deney cihazları, ülkemizde genellikle yurtdışından satın alınmakta veya yurtdışında sipariş üzerine yaptırılmaktadır. Yapılan ön fizibilite çalışmaları, böyle bir cihazın hazır olarak alınabilmesi için ödenecek fiyatın çok altında gerçekleştirilebileceğini göstermektedir.

425 450 KAYNAKLAR [1] Milliken, W. F. ve Milliken, D. L., Race Car Vehicle Dynamics, SAE International, [2] Dynamic Suspensions, U.K., [3] Roehrig Engineering, Inc., U.S.A., [4] Gürcan, M. B., Başçuhadar, İ. ve Balkan, T., Servo Denetimli Hidrolik Sistemlerin Benzetimi, II. Ulusal Hidrolik Pnömatik Kongresi ve Sergisi, 8-11 Kasım 2001, İzmir. (a) (b) Şekil 6. İstenen ve elde edilen konum ve hız eğrileri, a) Sinüs sinyali, b) Üçgen dalga sinyali (a) (b) Şekil 7. Kuvvet-Hız eğrileri, a) Sinüs sinyali, b) Üçgen dalga sinyali (a) (b) Şekil 8. Kuvvet-Yerdeğiştirme eğrileri, a) Sinüs sinyali, b) Üçgen dalga sinyali

426 451 ÖZGEÇMİŞLER Tuna BALKAN 1957 yılında Manisa da doğdu. Halen çalışmakta olduğu Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1979 yılında Lisans, 1983 yılında Yüksek Lisans, 1988 yılında da Doktora derecelerini aldı yılında Öğretim Görevlisi, 1988 yılında Yardımcı Doçent, 1990 yılında Doçent ve 2000 yılında da Profesör oldu yılından beri ODTÜ Bilgisayar Destekli Tasarım, İmalat ve Robotik Araştırma ve Uygulama (BİLTİR) Merkezi Başkan Yardımcılığı ve Aselsan A.Ş. de danışman olarak görev yapmaktadır. Çalışmaları sistem dinamiği, otomatik kontrol, sistem modellenmesi, simülasyonu ve tanılaması, akışkan gücü kontrolu, robotik ve uygulamaları alanlarında yoğunlaşmıştır. Yavuz Samim ÜNLÜSOY 1949 yılında Bursa'da doğdu ve 1973 yıllarında ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümünden Lisans ve Yüksek Lisans ve 1979 yılında Birmingham Üniversitesinden doktora (Ph.D.) derecesini aldı. ODTÜ de 1980 yılında Yardımcı Doçent, 1984 yılında Doçent ve 1990 yılında profesör oldu yıllarında Suudi Arabistan King Saud Üniversitesinde ders verdi ve araştırma yaptı yılları arasında ODTÜ Bilgisayar Destekli Tasarım, İmalat ve Robotik Araştırma ve Uygulama (BİLTİR) Merkezi Başkanlığı yaptı. ODTÜ Makina Mühendisliği Bölümünde Otomotiv Mühendisliği, Araç Dinamiği, Hidrolik ve Pnömatik Güç Sistemleri ve Otomatik Kontrol konularında dersler vermekte, araştırma yapmakta ve uygulamalı araştırma projelerine katkıda bulunmaktadır.

427 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 32 Servo Denetimli Hidrolik Sistemlerin Benzetimi M. BURAK GÜRCAN İLHAN BAŞÇUHADAR ASELSAN A.Ş. TUNA BALKAN Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü

428 455 SERVO DENETİMLİ HİDROLİK SİSTEMLERİN BENZETİMİ M. Burak GÜRCAN İlhan BAŞÇUHADAR Tuna BALKAN ÖZET Bu çalışmada servo denetimli bir hidrolik sistemin MATLAB /SIMULINK yazılımı kullanılarak benzetimi yapılmıştır. Örnek olarak, ASELSAN A.Ş. de yürütülmekte olan bir proje kapsamında tank kulesinin yükseliş eksenini süren hidrolik sistem ele alınmıştır. Çalışmanın ilk aşamasında sistemin ana birimleri olan hidrolik servoblok, hidrolik silindir ve tankın yükseliş ekseninin matematik modeli oluşturulmuş, hidrolik akışkanın sıkıştırılabilirliği modellenmiştir. Daha sonra bu modeller MATLAB /SIMULINK ortamına aktarılarak sistemin dinamik modeli elde edilmiştir. Çalışmanın son aşamasında ise bu model kullanılarak, sistemin basamak ve frekans tepkisi testlerinin benzetimi yapılmıştır. Bu testlerin sonuçları gerçek sistem üzerinde yapılan testlerin sonuçlarıyla karşılaştırılmış ve benzetimin doğrulanması sağlanmıştır. Böylece, benzetim üzerinde yapılan çalışmalarla denetleç türünün seçimi ve parametrelerinin iyileştirilmesi bilgisayar ortamında kolaylıkla gerçekleştirilmiştir. 1. GİRİŞ Sistemlerin bilgisayar ortamında benzetiminin hazırlanması, tasarım sırasında gerekli çalışmaların gerçek sistem üzerinde yapılması yerine bilgisayar ortamında yapılmasına olanak sağlar. Böylece daha az zaman ve daha az kaynak harcanarak sistemin istenilen performans düzeyine getirilmesi sağlanmış olur. Bu çalışmada, ASELSAN A.Ş. de yürütülen bir proje kapsamında tank kulesinin yükseliş ekseninin bilgisayar ortamında benzetimi hazırlanmıştır. Şekil 1.1 de tank yükseliş ekseninin üç boyutlu katı cisim modeli gözükmektedir. Şekil 1.1. Tank yükseliş ekseninin üç boyutlu katı cisim modeli

429 456 Çalışmada öncelikle tank kulesinin yükseliş eksenini oluşturan namlu ve hidrolik silindirin fiziksel modeli verilmiştir. Sistemin hareket denklemleri tanımlanmış, ayrıca namluyu süren hidrolik sistem için de gerekli denklemler oluşturulmuş, böylece tüm sistemin matematik modeli hazırlanmıştır. Bu modelin MATLAB /SIMULINK ortamına aktarılmasıyla sistemin bilgisayar ortamında benzetimi elde edilmiştir [1,2]. Benzetimde kullanılan dinamik parametrelerin değerleri deneysel yöntemler ve I- DEAS katı modelleme yazılımı kullanılarak bulunmuştur. Benzetimin doğrulanması amacıyla, gerçek sistem üzerinde ve benzetim kullanılarak çeşitli testler yapılmıştır. Elde edilen sonuçlar karşılaştırıldığında, benzetimin gerçeğe yakın sonuçlar verdiği, bu haliyle iyileştirme çalışmalarında kullanılabileceği değerlendirilmiştir. Böylece, denetleç türü ile denetleç parametrelerinin belirlenmesi ve iyileştirilmesi çalışmaları bilgisayar ortamında gerçekleştirilmiştir. 2. FİZİKSEL MODEL Yükseliş ekseni, tankın bazı elektro-optik ve silah sistemlerini taşıyan ve hidrolik bir silindir ile bunların hedefe yükseliş yönünde otomatik olarak yönlenmelerini sağlayan yapıdır. Namlu g Şekil 2.1. Yükseliş ekseninin fiziksel modeli

430 457 Yükseliş ekseni, kuleye bağlantının sağlandığı beşik adı verilen ana mil ve bu milin üzerinde bulunan elektro-optik birimler, 12.7 mm lik makinalı tüfek, 105 mm lik namlu, hidrolik silindir, servoblok, açısal konum okuyucu ve açısal hız okuyucudan meydana gelmiştir. Namlunun yükseliş ekseninde kuleye göre hareketini sağlayan hidrolik silindir, sabit olan ucundan tank kulesine, hareketli ucundan da namluya monte edilmiştir. Namlu, iki yatak ile kuleye bağlanmış olan beşik tarafından taşınmaktadır. Şekil 2.1'de yükseliş ekseninin fiziksel modeli verilmiştir. Modelde, açısal ve doğrusal hareket serbestliğine sahip birimlerin açısal ve doğrusal hızları ( θ, y, x ), kütle elemanların atalet ve kütleleri (J, m), yük ileten birimlerin esneklikleri (k), yataklardaki ve silindir-piston arasındaki viskoz sürtünmeler (sırasıyla b g, b p ) tanımlanmıştır. Atalete sahip elemanların serbest cisim diyagramları ile bu elemanların üzerlerine etkiyen torklar ve kuvvetler Şekil 2.2'de gösterilmiştir. Yükseliş ekseninde, namlu, silindir ve piston olmak üzere üç ayrı atalet elemanı vardır. Beşiğin, üzerine bağlanan birimler arasında açısal hız farkı oluşmayacak kadar sağlam olduğu kabul edilmiştir. Sistemde sadece silindir ile silindirin bağlantı noktası arasında doğrusal esneklik olduğu kabul edilmiş ve bu esneme bir yay eleman ile modellenmiştir. Modelleme amacıyla yükseliş ekseninin enerji depolayan, sönümleyen ya da aktaran yay, damper, esnek olmayan braket ya da kütle gibi ideal elemanlardan oluştuğu kabul edilmiştir. Sistemin matematik modelinin oluşturulmasında kullanılan parametre ve değişkenler aşağıda tanımlanmıştır. θ y p y c Yükseliş ekseninin (namlunun) açısal hızı Pistonun doğrusal hızı Silindirin doğrusal hızı Pistonun silindire göre doğrusal bağıl hızı y p / c T dg Ağırlık merkezi kaçıklığı ve yol bozukluğu nedeniyle namluya uygulanan dış uyarı torku m g m p m c J g b g b p k c P A Yükseliş ekseninin kütlesi Pistonun kütlesi Silindirin kütlesi Yükseliş ekseninin ataleti Beşiğin yatağının viskoz sürtünme katsayısı Silindir ile piston arasındaki viskoz sürtünme katsayısı Silindir ile kule arasındaki bağlantının esnekliği Hidrolik silindirin birinci ve ikinci bölmelerinde bulunan akışkan basınçlarının farkı Hidrolik silindirin net akış kesit alanı y pol Silindir piston ikilisinin piston sonuna kadar açıkken uzunluğu r Moment kolu a Namlu ile silindirin kuleye bağlantı noktaları arasındaki uzunluk φ a ve r doğruları arasında kalan açı Piston ile silindirin bağlantı uçlarını birleştiren doğru ile r doğrusu arasındaki açı ψ Namlunun hareketini sağlayan hidrolik silindir üç kademeli bir servovalf tarafından kontrol edilmektedir (Şekil 2.3). Birinci kademe ön yönetim valfinden oluşmaktadır. Ön yönetim valfi kapalıyken servovalfe basınçlı hidroliğin girmesi engellenmektedir.servovalfin çalışır duruma gelmesi için ön yönetim valfinin

431 458 açılması gerekir. Üçüncü kademeye gelen basınçlı hidrolik akışkan bu kademede bulunan makara ile hidrolik silindire yönlendirilir. İkinci kademeden gelen hidrolik akışkan ile kontrol edilen üçüncü kademe makarasının konumu LVDT (Linear Variable Differential Transducer) tarafından algılanır ve denetleç birimine aktarılır. İkinci kademeden üçüncü kademeye doğru olan akış, ikinci kademe makarasını hareket ettiren servo komutu tarafından sağlanır. Bu komut denetleç birimi tarafından servovalfe gönderilmektedir. Servovalfin çıkış uçlarına bağlı bulunan basınç algılayıcı, sistemde oluşan yük basıncını denetleç birimine aktarır. Şekil 2.2. Atalet ve kütle elemanların serbest cisim diyagramları

432 459 Sistemin normal ve stabilize olmak üzere iki ayrı çalışma durumu vardır. Normal çalışma durumunda, yükseliş ekseninin kullanıcının tutamaklarla verdiği hız isteğine göre hareket etmesi beklenmektedir. Yükseliş ekseninin doğrultusunu koruma gereksinimi olmadığı için, bu durumda sisteme herhangi bir denetim uygulanmamakta ve bu yüzden de namlu, tankın hareket ettiği araziden kaynaklanan bozucu etkenlere maruz kalmaktadır. Normal çalışma sırasında, yükseliş silindirinin altında bulunan servovalf devrede değildir. Servo Komutu Bağlantı Konnektörü İkinci Kademe LVDT Üçüncü Kademe Ön Yönetim Valfi Basınç Algılayıcı Birinci Kademe H 1 C 1 P H 2 C 2 R Şekil 2.3. Servovalfin şematik gösterimi Stabilize çalışma durumunda, normal çalışma durumundan farklı olarak, yükseliş ekseninin doğrultusunu koruma gereksinimi vardır. Bu yüzden namlunun, tankın hareket ettiği araziden kaynaklanan bozucu etkenlerden bağımsız olarak, kullanıcının verdiği hız isteğine göre hareket etmesi beklenmektedir. Bu amaçla beşik içinde bulunan yükseliş ekseni jiroskobundan alınan açısal hız geri besleme bilgisi, LVDT den alınan üçüncü kademe makarasının konum bilgisi, basınç algılayıcıdan alınan yük basıncı bilgisi ve kule üzerinde bulunan jiroskoptan alınan bozucu açısal hız bilgisi denetleç birimine aktarılmaktadır. Denetleç birimi, bu bilgileri bir denetleç algoritması çerçevesinde değerlendirerek servovalfe hız isteği uygular. Bu çalışma durumunda, yükseliş silindirinin altında bulunan servovalf devrededir. Uygulanan hız isteği hidrolik silindire akış oluşmasını sağlar. Akış hızı servoblok içerisinde bulunan üçüncü kademe makarasının konumu ile bağıntılıdır. 3. MATEMATİK MODEL Tanımlanan parametre ve değişkenler ile atalet elemanlarının serbest cisim diyagramları kullanılarak sistemin eleman ve süreklilik denklemleri oluşturulmuştur. Daha sonra eleman denklemleri süreklilik denklemlerine yerleştirilerek, aşağıdaki hareket denklemleri elde edilmiştir;

433 460 Fr ψ T = J θ + b θ sin (3.1) dg PA kc yc = m c y c + bp y p / PA F = m p y p + bp y p / c g g (3.2) c (3.3) Pistonun konum, hız ve ivmesini, namlunun açısal konum, hız ve ivmesi cinsinden ifade etmek için sistemin kinematik denklemleri aşağıdaki verildiği gibi oluşturulmuştur; y p y p = y pol 1/ 2 u 1 = r. a.sinφ. θ. u 1/ 2 1 ( φ θ φ 2..sin...cos. θ ). 1/ 2 2 r a r a u + u. u 3 /. r. a.sinφ θ =. y p (3.4) (3.5) (3.6) y p sırasıyla pistonun konumunu, hızını ve ivmesini gösterirken, θ, θ, θ Bu denklemde y p, y p, namlunun açısal konum, hız ve ivmesini göstermektedir. Denklemlerdeki u 1 ve u 2 parametreleri ise şöyle tanımlanmıştır; 2 2 u1 = r + a 2. r. a.cosφ u = r..sinφ. θ 2 a (3.7) (3.8) Pistonun silindire göre bağıl konumunu, piston ve silindirin konumlarına göre veren denklem şöyledir; y = y + y p c p c / (3.9) Aynı şekilde, pistonun silindire göre bağıl hızı ve ivmesi de ( y p / c, y p / c ), aşağıdaki denklemlerle ifade edilmiştir; y p c y p y / = + c (3.10) y p c y p y / = + c (3.11) (3.1), (3.2), (3.3), (3.4) ve (3.9) denklemlerinden oluşan beş denklemlik set, üç gerilim değişkeni ( θ, y, y p c ), bir bağıl gerilim değişkeni ( y p / c ) ve pistonun namluya uyguladığı itme kuvvetinden ( F ) oluşan beş bilinmeyen cinsinden yazılmış tam bir denklem sistemini oluşturmaktadır. Denklem sisteminin çıktısı namlunun açısal hızıdır. Ayrıca, (3.5), (3.6), (3.10), (3.11) denklemlerinden oluşan dört denklemlik set (3.4) ve (3.9) denklemlerini tamamlayıcı nitelikte olup sadece gerilim değişkenlerinin birinci ve ikinci türevlerinin bulunmasında kullanılmaktadır. 4. HİDROLİK MODEL Çift etkili yükseliş ekseni pistonunun servoblok tarafından kontrol edilişi Şekil 4.1 de şematik olarak gösterilmiştir. Servobloğun üçüncü kademesinin, açıklığı x (makara konumu) olan iki adet orifisten oluştuğu, makara orta konumdayken x değerinin sıfır olduğu, makara bir yöne hareket ederken x in pozitif, diğer yöne hareket ederken de negatif değerler aldığı kabul edilmiştir. Silindirin A bölmesi

434 461 tarafındaki orifisin arkasındaki hidrolik akışkanın basıncı P 1, B bölmesi tarafındaki orifisin arkasındaki hidrolik akışkanın basıncı da P 2 olarak tanımlanmıştır. x değerinin sıfırdan büyük olduğu durumda piston, sabit kaynak basıncına (P s ) eşit olan P 1 basıncı tarafından sürülmekte, P 2 basıncı da çıkış basıncına (P e ) eşit olmaktadır. Bu durumda silindirin A bölmesi tarafındaki orifisten geçen akışkanın debisi, Q VA, aşağıdaki orifis denklemiyle ifade edilmiştir [3]; Q VA ( P1 PA ). P PA = k. x. sign 1 (4.1) 1 2 Şekil 4.1. Hidrolik sistem modeli Hidrolik akışkanın sıkıştırılabilir olduğu kabul edilirse, bu durumdaki akış sürekliliği denklemi de aşağıdaki şekilde ifade edilir; Q VA = Ay p / c va + P β (4.1) ve (4.2) no lu denklemlerde A β v A Silindir üzerindeki akış kesit alanı Bulk modülü Silindirin A bölmesinin hacmi y / Pistonun silindire göre konumu P p c A y p / c A Silindirin A bölmesi tarafındaki orifisle yük arasındaki akışkanın basıncı Pistonun silindire göre bağıl hızı olarak tanımlanmıştır. Ayrıca (4.1) no lu denklemlerde kullanılan olup aşağıdaki denklemle ifade edilir; (4.2) k. x çarpımı orifisin hidrolik iletkenliği k. x = C d wx 2 d (4.3) Bu denklemdeki parametrelerin tanımları da şöyledir;

435 462 C w d d Boşaltma katsayısı (keskin kenarlı orifislerde ortalama alınır) Orifisin makara çevresi boyunca genişliği Hidrolik akışkanın yoğunluğu x değerinin sıfırdan küçük olduğu durumda ise piston, sabit kaynak basıncına (P s ) eşit olan P 2 basıncı tarafından sürülmekte, P 1 basıncı da çıkış basıncına (P e ) eşit olmaktadır. Bu durumdaki orifis ve akış sürekliliği denklemleri diğer duruma benzer olarak aşağıdaki şekilde yazılmıştır: Q Q VB ( P P2 ). P 2 = k. x. sign P Ay VB = p / c Bu denklemlerde de B vb P β B B (4.4) (4.5) Q VB Silindirin B bölmesi tarafındaki orifisten geçen akışkanın debisi P v B B max Silindirin B bölmesi tarafındaki orifisle yük arasındaki akışkanın basıncı Silindirin B bölmesinin hacmi y Piston kursu olarak tanımlanmıştır. Piston üzerindeki net basınç farkını ( P ) veren denklem de şöyledir; P = P A P B (4.6) Hidrolik model göz önüne alındığında, (4.1), (4.2), (4.4), (4.5) ve (4.6) no lu denklemlerden oluşan set, Q VA, Q VB, P A, P B ve P olmak üzere beş adet bilinmeyen cinsinden yazılarak tam bir denklem sistemini oluşturmuştur. Pistonun silindire göre bağıl hızı ve orifis açıklığı bu denklem sisteminin girdileri, piston üzerindeki net basınç farkı da sistemin çıktısıdır. 5. MATLAB/SIMULINK BENZETİMİ 5.1. Yükseliş Ekseni Dinamiği Modeli Şekil de yükseliş ekseni dinamiğinin MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış modeli görülmektedir. Yükseliş Ekseni Dinamiği Modeli; Servoblok, Sürme Sistemi (hidrolik silindir) ve Namlu olmak üzere üç ayrı bloktan oluşmuştur. Namlu üzerindeki bozucu tork (Tdg) bozucu açısal hız (wdis) ve servobloğa uygulanan istek sinyali (Sp_disp_DMD) modele girdi olarak alınırken, piston üzerindeki net basınç (P), makara konumu (x), yükseliş ekseninin açısal konumu (teta) ve açısal hızı (t_dot) model tarafından hesaplanıp dışarıya çıktı olarak verilmektedir. Servoblok modelinin ayrıntılı gösterimi Şekil de verilmiştir. İkinci ve Üçüncü Kademe Valf Dinamiği ve Üçüncü Kademe Valf Akış Karakteristiği bloklarından oluşan bu model, servobloğa uygulanan istek sinyali (Sp_disp DMD), pistonun silindire göre hareketinden kaynaklanan akış (Qp), pistonun silindire göre bağıl konumu (ypc) ve silindirin A bölmesindeki başlangıç basıncı (PA_i) değerlerinden, piston üzerindeki net basınç ve makara konumu değerlerinin hesaplanması için kullanılmaktadır. İkinci ve Üçüncü Kademe Valf Dinamiği modelinde, makaranın dinamiği birinci dereceden bir transfer fonksiyonuyla modellenmiştir. Bu transfer fonksiyonu ve makaranın konumunun başlangıç değeri kullanılarak servobloğa uygulanan istek sinyalinden makaranın konumu hesaplanmaktadır.

436 463 Servoblok Sürme Sistemi Namlu Piston Alanı Şekil MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış yükseliş ekseni dinamiği modeli Bulunan makaranın konumu değeri, pistonun silindire göre hareketinden kaynaklanan akış, pistonun silindire göre bağıl konumu silindirin A bölmesindeki başlangıç basıncı değerleri ile birlikte Üçüncü Kademe Valf Akış Karakteristiği bloğuna girerek hidrolik piston üzerindeki basıncın hesaplanmasında kullanılmaktadır. Bu blok içinde, (4.1), (4.2), (4.4), (4.5) ve (4.6) denklemlerinden oluşan beş denklemli setin çözümü yapılmaktadır. İkinci ve Üçüncü Kademe Valf Dinamiği Makara Konumu Sınırlayıcı Üçüncü Kademe Valf Akış Karakteristiği Şekil MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış servoblok modeli Yükseliş Ekseni Dinamiği Modeli ni oluşturan bloklardan ikincisi olan Sürme Sistemi (hidrolik silindir) bloğunun açık hali Şekil te verilmiştir. Bu blokta net basınç (P), pistonun silindire göre bağıl hızı (ypc_dot), silindirin başlangıç konumu (yc_i), pistonun doğrusal konumu ve ivmesi (Yp) ile namlu üzerindeki bozucu açısal hız (wdis) parametreleri girdi olarak kullanılmaktadır. Sürücü Sistem modelini oluşturan bloklardan Silindir modeli, silindir ile piston arasındaki viskoz sürtünmeyi yenmek için gerekli kuvvet (Fb), silindirin doğrusal konumu, hızı ve ivmesi (Yc) ve pistonun silindire göre bağıl konumu (ypc) değerlerinin bulunması için kullanılmaktadır. Silindir modelinde, silindirin esnekliği ve silindirle piston arasındaki viskoz sürtünme etkisi modele dahil edilmiştir. Piston modelinde ise, silindir içindeki basınçtan dolayı oluşan kuvvetten, pistonun kütlesinin hareket ettirilmesi için gerekli kuvvet ile piston ve silindir arasındaki viskoz sürtünmeyi yenmek için gerekli kuvvet çıkartılarak pistondan alınan net sürme kuvveti (F) hesaplanmıştır.

437 464 Yükseliş Ekseni Dinamiği Modeli ni oluşturan üçüncü blok Namlu modelidir (Şekil 5.1.4). Namlu modeli, pistondan alınan net sürme kuvveti (F), namlu üzerindeki bozucu tork (Tgd), namlu üzerindeki bozucu açısal hız (wdis) ve silindirin konum, hız ve ivmesi (Yc) parametreleri kullanılarak namlunun açısal konum, hız ve ivmesi (TETA), pistonun doğrusal konum, hız ve ivmesi (Yp) ile pistonun silindire göre hızının (ypc_dot) bulunmasını sağlamaktadır. Namlu modelini oluşturan iki bloktan Namlu Dinamiği modeli, piston tarafından uygulanan net sürme kuvveti yüzünden oluşan namlunun açısal konum, hız ve ivmesi değerlerinin bulunmasını sağlamaktadır. Bu değerler bulunurken, yol bozukluğundan kaynaklanan, namlu üzerinde oluşan dış uyarı torkunun etkisi de hesaplarda kullanılmıştır. Namlu Dinamiği modelinde bulunan namluya ait açısal konum, hız ve ivme bilgileri, Namlu modelini oluşturan ikinci blok olan Namlu Kinematiği modelinde kullanılır. Bu model namluya ait açısal konumu hız ve ivme bilgilerinin pistona ait doğrusal konum, hız ve ivme bilgisine çevrilmesi için kullanılmaktadır. Silindir Piston Şekil MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış sürme sistemi (hidrolik silindir) modeli Namlu Dinamiği Namlu Kinematiği Şekil MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanmış namlu modeli

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

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

440 467 döngüsünün açık ve kapalı olduğu durumlarda, basamak tepkisi ve frekans tepkisi testleri yapılmıştır. Testler benzetim kullanılarak bilgisayar ortamında tekrar edilmiştir. Gerçek sistemden elde edilen sonuçlarla benzetimden elde edilen sonuçlar karşılaştırılmıştır Açık Döngü Basamak Tepkisi Testlerinin Karşılaştırılması Bu testte sistemin denetleç döngüsü açık tutularak sisteme basamak hız isteği uygulanmıştır. Test sırasında, sisteme uygulanan hız isteği, LVDT den alınan makara konumu bilgisi, basınç algılayıcıdan alınan yük basıncı bilgisi ve yükseliş ekseni jiroskobundan alınan açısal hız bilgisi sinyalleri kaydedilmiştir. Aynı sinyaller MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim kullanılarak da elde edilmiştir. Şekil de gerçek sistemden ve benzetimden alınan sonuçlar karşılaştırılmıştır. Açik Döngü Basamak Testi Açısal Hız Makara Yük Basıncı Volt Hız Zaman (sn) Şekil Gerçek sistem üzerinde (kesikli çizgi) ve MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim üzerinde (düz çizgi) yapılan açık döngü basamak testi 7.2. Kapalı Döngü Basamak Tepkisi Testlerinin Karşılaştırılması Bu testte sistemin denetleç döngüsü kapatılarak açık döngü basamak testi için yapılan testler tekrar edilmiştir. Gerçek sistem üzerinde ve benzetim kullanılarak yapılan testlerde makara konumu bilgisi, yük basıncı bilgisi ve açısal hız bilgisi sinyalleri kaydedilmiştir. Şekil de gerçek sistemden ve benzetimden alınan sonuçlar karşılaştırılmıştır Açık Döngü Frekans Tepkisi Testlerinin Karşılaştırılması Bu testte, sistemin denetleç döngüsü açık tutulmuş ve sisteme hız isteği olarak frekansı 1 Hz den 50 Hz e kadar değişen sabit genlikli bir sinüs sinyali uygulanmıştır. Bu sinyalle LVDT ve jiroskop sinyalleri karşılaştırılarak Şekil de gösterilen Bode diyagramı elde edilmiştir. Benzetim kullanılarak yapılan aynı testin sonuçları da Şekil de gösterilmiştir. Uygulanan sinüs sinyalinin büyüklüğüne göre Bode diyagramındaki genlik değerleri değiştiği için bu şekilde y-ekseni değerleri verilmemiştir.

441 468 Açısal Yük Basıncı Makara Hız Zaman (sn) Şekil Gerçek sistem üzerinde (kesikli çizgi) ve MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim üzerinde (düz çizgi) yapılan kapalı döngü basamak testleri 0 Hız isteği ile makara konumunun Hız isteği ile açısal hızın Şekil Gerçek sistem üzerinde (kesikli çizgi) ve MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim üzerinde (düz çizgi) yapılan açık döngü frekans testi

442 Kapalı Döngü Frekans Tepkisi Testlerinin Karşılaştırılması Bu testte, sistemin denetleç döngüsü kapatılmış ve açık döngü testlerinde olduğu gibi sisteme hız isteği olarak frekansı 1 Hz den 50 Hz e kadar değişen sabit genlikli bir sinüs sinyali uygulanmıştır. Bu sinyalle jiroskoptan alınan açısal hız sinyalleri karşılaştırılarak Şekil de gösterilen Bode diyagramı elde edilmiştir. Aynı test hazırlanan benzetim kullanılarak tekrar edilmiş ve sonuçlar Şekil te verilmiştir. Uygulanan sinüs sinyalinin büyüklüğüne göre Bode diyagramındaki genlik değerleri değiştiği için bu şekilde y-ekseni değerleri verilmemiştir. 0 Şekil Gerçek sistem üzerinde (kesikli çizgi) ve MATLAB /SIMULINK ortamında hazırlanan benzetim üzerinde (düz çizgi) yapılan kapalı döngü frekans testleri SONUÇ Bu çalışma ile servo denetimli hidrolik bir sistemin matematik modelinin oluşturulması, bu modelin MATLAB /SIMULINK ortamına aktarılması ve böylece sistemin dinamik analizinin yapılabileceği, denetleç algoritması geliştirilmesi ve denetleç parametrelerinin iyileştirilmesi çalışmalarının yürütülebileceği bir ortam hazırlanması amaçlanmıştır. Parçalı ve parametrik olarak oluşturulan matematik modelde, sistemi oluşturan elemanların enerji depolama, tüketme ya da aktarma gibi tek bir işlevi yerine getirebildiği varsayılmıştır. Dinamik karakteri belirleyen atalet, ağırlık, ağırlık merkezi ve esneklik gibi bilgiler parametrik olarak modele dahil edilmiştir. Daha sonra bu model MATLAB /SIMULINK ortamına aktarılmış ve gerçek sistemin bilgisayar ortamında benzetimi elde edilmiştir. Sistem için uygun denetlecin ve denetleç parametrelerinin benzetim kullanılarak belirlenmesi, öncelikle o sistemin kabul edilebilir düzeyde doğru sonuçlar veren gerçeğe yakın bir modelinin oluşturulmasına

443 470 bağlıdır. Oluşturulan benzetimden alınan test sonuçlarıyla gerçek sistem üzerinde yapılan testlerin sonuçları karşılaştırıldığında, özellikle düşük frekanslarda benzer sonuçlar elde edildiği görülmektedir. Sonuçlardaki farklılıklar, namlunun esnekliği, hareketli parçalar arasındaki kuru sürtünmeler, namlu sepetinin esnekliği gibi benzetime dahil edilmeyen parametrelerden kaynaklanmaktadır. Bu parametrelerin benzetime dahil edilmesi mümkündür, ancak bu durumda hazırlanan model oldukça karmaşık hale gelecektir. Çalışma şartları göz önüne alındığında, sistemin düşük frekanslardaki tepkisinin iyileştirilmesi beklenmektedir. Bu durumda hazırlanan benzetimin iyileştirme çalışmalarında kullanılabileceği değerlendirilmiştir. KAYNAKLAR [1] MATLAB User s Guide, Version 2, The Mathworks Inc., 1993 [2] MATLAB /SIMULINK Dynamic System Simulation Software,User s Guide, Version 2, The Mathworks Inc., 1993 [3] Ercan Y., Akışkan Gücü Kontrolu Teorisi, Gazi Üniversitesi, Ankara, 1995 TEŞEKKÜR Bu çalışmanın gerçekleştirilmesinde katkıda bulunan Proje Yöneticisi Sn. Faruk MENGÜÇ e, Proje Teknik Yöneticisi Sn. Bülent Mete ye ve ASELSAN A.Ş. Proje Ekibi ne teşekkür ederiz. ÖZGEÇMİŞLER M. Burak GÜRCAN 1971 yılında Isparta da doğdu. Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1993 yılında Lisans, 1997 yılında da Yüksek Lisans derecelerini aldı. Nisan 1999 tarihinde ASELSAN A.Ş. MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü nde çalışmaya başladı ve Kaideye Monteli Stinger ve Silah Sistemleri İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projeleri nde görev aldı. Tank İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projesi nde Araç İş Paketi PKD Yöneticisi dir. Halen MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü, Silah Sistemleri ve Elektro Optik Platform Entegrasyonu Uzmanlık Birimi'nde Baş Mühendis olarak görev yapmaktadır. İlhan BAŞÇUHADAR 1964 yılında Ankara da doğdu. Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1986 yılında Lisans, 1989 yılında da Yüksek Lisans derecelerini aldı yılında ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü'nde Geçici Teknik Eleman olarak göreve başladı ve robot kollar, adım motor kontrolu ve uygulamaları konularında çalışmalar yaptı yılları arasında 9600 VHF/FM Frekans Atlamalı Telsiz Ailesi Projesi nde Mekanik Tasarım Mühendisi olarak çalıştı yılından itibaren Kaideye Monteli Stinger Projesi nde Taret Mekaniği ve Servo Sistemi PKD Yöneticiliği görevini sürdürmektedir yılından itibaren de Tank İçin Atış Kontrol Sistemi Geliştirme Projesi nde Servo Sistemi PKD Yöneticisi dir. Halen MST Grubu Mekanik Tasarım Müdürlüğü, Silah Sistemleri ve Elektro Optik Platform Entegrasyonu Uzmanlık Birimi'nde Teknik Lider olarak görev yapmaktadır.

444 471 Tuna BALKAN 1957 yılında Manisa da doğdu. Halen çalışmakta olduğu Orta Doğu Teknik Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nden 1979 yılında Lisans, 1983 yılında Yüksek Lisans, 1988 yılında da Doktora derecelerini aldı yılında Öğretim Görevlisi, 1988 yılında Yardımcı Doçent, 1990 yılında Doçent ve 2000 yılında da Profesör ünvanını aldı yılından beri ODTÜ Bilgisayar Destekli Tasarım İmalat ve Robotik Merkezi Başkan Yardımcılığı görevini yürütmekte ve ASELSAN A.Ş. Mekanik Tasarım Müdürlüğü nde danışman olarak görev yapmaktadır. Çalışmaları sistem dinamiği, kontrol, sistem modellemesi, simülasyonu ve tanılaması, akışkan gücü kontrolu, robotik ve uygulamaları alanlarında yoğunlaşmıştır.

445 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN - 33 Geriye Doğru Basamaklar Arkasında Kompleks Çevrintili Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması TAHİR KARASU Osmangazi Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü

446 475 GERİYE DOĞRU BASAMAKLAR ARKASINDA KOMPLEKS ÇEVRİNTİLİ TÜRBÜLANSLI AKIŞIN SAYISAL HESAPLANMASI Tahir KARASU ÖZET Bu araştırma, geriye doğru basamaklar arkasında üç farklı Reynolds sayısı için sürekli, sıkıştırılamayan, iki-boyutlu, ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akışın kapsamlı bir çalışmasının sayısal hesaplama sonuçlarını sunmaktadır. Hibrit yöntemiyle geleneksel sonlu hacim metodunu kullanarak, SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Standart yüksek Reynolds sayılı k-ε türbülans modeliyle beraber, süreklilik ve momentum korunum denklemlerinin sayısal çözümleri, iteratif bir sayısal çözüm tekniğini kullanarak sağlanmıştır. Katı cidarlar yakınında cidar fonksiyonları kullanılmıştır. Geriye doğru basamaklı akış geometrilerinin çeşitli kesitlerinde yerel akış yönü hız profilleri, türbülans kinetik enerji profilleri, türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı profilleri, türbülans viskozite profilleri ve üst cidar boyunca cidar kayma gerilmesinin dağılımı için sayısal hesaplamalar sunulmuş ve deneysel bulgularla ayrıntılı olarak karşılaştırılmıştır. Sayısal hesaplama sonuçları çeşitli deneysel ölçümlerle genel olarak iyi uyumdadır. 1. GİRİŞ Şekil 1 de gösterilen geriye doğru bir basamak arkasında, ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akış büyük pratiksel önem taşımaktadır. Bu akış, ayrışma ve yeniden birleşme gibi temel fiziksel olayları incelemek için çok iyi bir örnek oluşturmaktadır. Şekil 1 de gösterildiği üzere, bu akışta üç temel akış rejimi mevcut olup bunlar; yeniden birleşmeli bir kayma tabakası, kompleks çevrintili bir akış bölgesi ve durgun bir akış bölgesidir. Bu akış rejimleri türbülans modellerinin geçerliğini titizlikle test eder. Geriye doğru bir basamak arkasındaki kompleks çevrintili türbülanslı akış, hem deneysel ve hem de teorik olarak pekçok araştırmacı tarafından incelenmiştir. Bu araştırmacılar arasında Kasagi ve Matsunaga [1], Fessler ve Eaton [2], Ruck ve Makiola [3], Chun ve Sung [4], de Groot [5], Kim et al. [6], Vogel ve Eaton [7], ve Karasu et al. [8-13] sadece birkaçıdır. Bu araştırmada, Kasagi ve Matsunaga [1], Fessler ve Eaton [2], ve Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleri sayısal hesaplamalarla karşılaştırmak için kullanılmıştır. Bu araştırmanın ana amacı, Launder ve Spalding in [14] standart yüksek Reynolds sayılı k-ε türbülans modelini cidar fonksiyonları sınır koşuluyla beraber kullanarak, geriye doğru basamaklar arkasında sürekli, iki-boyutlu, sıkıştırılamayan kompleks çevrintili türbülanslı akışın sayısal hesaplamasını yapmak ve sayısal hesaplamaların geçerliğini kontrol etmek için deneysel ölçümlerle karşılaştırmaktır.

447 MATEMATİKSEL FORMÜLASYON 2.1. Hareket Denklemleri ve Türbülans Modeli Şekil 1 e ilişkin olarak, geriye doğru basamaklar arkasında sürekli, iki-boyutlu, sıkıştırılamayan ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akışın sayısal hesaplanmasında kullanılan matematiksel formülasyon, akışı yöneten hareket denklemlerinin türbülans modeli denklemleriyle beraber aynı anda çözümünü gerektirmektedir. Süreklilik, momentum, türbülans kinetik enerji ve türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı korunumunu gösteren taşınım denklemleri, kartezyen koordinatları sisteminde genel bir diferansiyel denklem halinde aşağıdaki biçimde ifade edilebilir: x y x φ φ x y φ φ y ( ρuφ) + ( ρvφ) Γ Γ = S φ (1) burada φ ; u, v, k ve ε bağımlı değişkenleri göstermektedir. u, v sırasıyla yatay (x) ve dikey (y) yönlerindeki yerel zaman ortalaması alınmış hız bileşenleridir. k ve ε sırasıyla yerel türbülans kinetik enerji ve türbülans kinetik enerji kaybolma miktarıdır. Γ φ ve S φ sırasıyla genel değişken φ için türbülans yayınım katsayısı ve kaynak terimidir, ρ ise akışkanın yoğunluğudur. Eğer φ bire, Γ φ ve S φ sıfıra eşitlenirse (1) denklemi süreklilik denklemine indirgenir. Bu araştırmada kullanılan türbülans modeli Launder ve Spalding in [14] standart k-ε modelidir. Basınç, Patankar ın [15] basınç düzeltme denkleminden çıkarılmıştır. Akışı yöneten hareket denklemleri Tablo 1 de özetlenmiştir. Tablo 1. Hareket denklemleri φ Γ φ u v k ε 2 Not: 1. μ = C μ ρ k / ε t μ e = μ + μ t P u v + μ e + μ e x x x y x μ e P u v + μ e + μ e y x y y y μ e σ k G ρε μ e ε ( C1 G C2 ρε) σ ε k 2. Türbülans modeli sabitlerine aşağıdaki değerler verilmiştir [14]: 3. C μ = 0.09, C 1 = 1.44, C 2 = 1.92, σ = 1.0, σ ε = 1.3 k u v u v G = μt x y y x S φ

448 477 U ref Kayma tabakası H h y U=0 Çevrintili akış bölgesi x xr Yeniden birleşme noktası Şekil 1. Koordinat sistemi ve geriye doğru basamak akış geometrisi Sınır Koşulları Gözönüne alınan geriye doğru basamaklar arkasında kompleks çevrintili türbülanslı akış için sınır koşulları aşağıdaki gibidir. Basamağın giriş düzleminde akış yönü hız dağılımı deneysel ölçümlerden belirtilirken, dikey yönündeki hız ise sıfıra eşit kılınmıştır. Türbülans büyüklükleri k ve ε na düzgün değerler verilmiştir;yani, k=( ) u 2 o (veya u 2 ref ) ve ε= (C µ k 3 / 2 / 0.03H), burada u o (veya u ref ) girişteki ortalama hız olup H ise kanalın yüksekliğidir. Çıkışta tamamıyla gelişmiş akış koşullarının hüküm sürdüğünün kabul edilebilmesi için, kanalın çıkış düzlemi çevrintili akış bölgesinden yeteri kadar uzaklıkta alınmıştır. Yani, çıkış düzleminde dikey hız sıfır kabul edilmiş ve bağımlı değişkenlerin akış yönündeki tüm gradyantlarının sıfır olduğu varsayılmıştır. Hesaplamalar, çıkış düzleminin giriş düzleminden 25 basamak yüksekliğinde alındığı aşağı akışa kadar sürdürülmüştür. Üst, alt ve basamak cidarlarında hız bileşenleri u, v ile türbülans büyüklükleri k ve ε sıfıra eşit kılınmıştır. Katı cidar yakınındaki ağ noktalarında k ve ε nun değerleri Launder ve Spalding in [14] cidar fonksiyonları kullanılarak hesaplanmıştır. Sayısal ıraksamaya neden olmamak için, ilk sayısal hesaplama alanı değerleri tüm hesaplama alanı boyunca uygun olarak belirtilmiştir Sayısal Çözüm Yöntemi Bu sayısal çalışmada, geleneksel sonlu hacim yaklaşımı kullanarak, Patankar ve Spalding in [15] SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. (1) numaralı kısmi diferansiyel denklemleri hibrit yöntemiyle bir kontrol hacme dayanan sonlu fark metoduyla ayrıklaştırılmıştır. Sınır koşullarıyla bağımlı olarak kısmi diferansiyel denklemlerin sonlu hacim biçimleri, üç köşegenli matris formuyla birlikte, kolon kolon çözüm yöntemini kullanarak iteratif olarak çözülmüştür Hesaplama Ayrıntıları Sayısal hesaplamalar IBM ES / 9121 bilgisayarında yapılmıştır. Sayısal ağ dağılımı, Şekil 2 de gösterildiği gibi, geriye doğru basamak kanalının cidarları yakınında ve çevrintili akış bölgesinde yoğun ağ çizgileri konsantrasyonuyla düzgün olmayan bir şekilde oluşturulmuştur. İncelenen herbir akış durumu için ağ-bağımsız bir çözüm elde etmek amacıyla farklı ağ büyüklükleriyle ağ testleri yapılmıştır. Burada sunulan tüm hesaplamalar ağ-bağımsızdır. Tablo 2 gözönüne alınan herbir akış durumu için hesaplama gereksinimlerinin ayrıntılarını özetlemektedir. Bu tabloda N yakınsamış bir çözüm elde etmek için yapılmış olan iterasyonların sayısıdır. T ise cpu saniye cinsinden zaman ve T/N de iterasyon sayısı başına zamandır.

449 478 Şekil 2. Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru basamaklı akış geometrisi için sayısal ağ dağılımı. Tablo 2. Akış durumu, Reynolds sayısı, ağ büyüklüğü, cpu zamanı ve iterasyon sayısı. Akış Durumu Re Ağ Büyüklüğü T, cpu zamanı N T/N (x) x (y) (saniye) Kasagi ve Matsunaga [1] x Fessler ve Eaton [2] x Ruck ve Makiola [3] x BULGULAR VE TARTIŞMA Geriye doğru basamaklar arkasında ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili türbülanslı akış için üç farklı Reynolds sayısında sayısal hesaplamalar yapılmış ve hesaplamaların sonuçları Kasagi ve Matsunaga [1], Fessler ve Eaton [2], ve Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılmıştır. Hesaplanan yerel akış yönü hız profilleri geriye doğru basamak kanalının bir yanından öbür yanına x/h=1 den 25 e kadar olan akış yönü kesitlerinde Re=5540 için Şekil 3 te Kasagi ve Matsunaga nın [1] deneysel bulgularıyla karşılaştırılmıştır. Yerel akış yönü hızı u kanalın merkezinde üst akışta maksimum hız u c ile boyutsuz kılınmıştır. Reynolds sayısı üst akışta kanalın orta çizgisi üzerindeki hıza ve basamak yüksekliğine dayanır. Yani, Re=u c h / ν. İki-boyutlu kanalda, sayısal hesaplama alanı basamaktan 25 basamak yüksekliğinde aşağı akışta bir akış yönü mesafesine kadar uzatılmıştır. Şekil 3 ten görüldüğü üzere, iki-boyutlu kanal boyunca akış yönü hız profili gelişmekte, ve hesaplanan akış yönü hız profilleri karşılıkları olan deneysellerle iyi uyum içindedir. Buna rağmen, hesaplanan kompleks çevrintili akış bölgesi deneyselden uzunlukça daha kısa ve genişlikçe daha incedir. Hesaplanan akış tutunma uzunluğunun takriben x/h=4 kesitinde oluştuğu bulunmuştur. Oysa, deneysel akış tutunma uzunluğunun x/h=6.51 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Bu problemin kaynağı standart k-ε türbülans modelinin bir sınırlamasıdır. Model, sağlanılan extra türbülans enerji ile etkisinin hissedildiği yutulma hareketleri arasında geçen zamanı dikkate almamaktadır. Hesaplanan türbülans kinetik enerji profilleri ve bunların Kasagi ve Matsunaga nın [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması, boyutsuz olarak k / u 2 c cinsinden, Şekil 3 teki gibi aynı aşağı akış kesitleri için, Şekil 4 te gösterilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, akış geriye doğru basamak kanalı boyunca geliştikçe, deneysel türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır. Bu özellik aynı zamanda hesaplamalar tarafından da gösterilmiştir. Ayrımlı ve yeniden birleşmeli kompleks çevrintili akış bölgesinde deneysel türbülans kinetik enerji profillerinin aşırı hesaplanmasına rağmen, hesaplanan profiller karşılıkları olan deneysellerle aynı trendi göstermektedir. Sonuç olarak, sayısal hesaplamalar ile deneysel ölçümler arasında ulaşılan uyum genel olarak oldukça iyidir. Şekil 5 ve 6, sırasıyla,

450 479 Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru basamaklı akış geometrisinin bir tarafından öbür tarafına hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ile türbülans viskozite profillerini Şekil 3 ve 4 teki gibi aynı aşağı akış kesitleri için sergilemektedir. Hesaplanan profiller sırasıyla girişteki türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ε in ve türbülans viskozite µ tin ile boyutsuz hale getirilmiştir. Bu şekiller, geriye doğru basamak kanalı boyunca hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ile türbülans viskozite profillerinin nasıl geliştiklerini göstermektedir. Şekil 7 de geriye doğru basamak akış geometrisi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0) gösterilmiştir. Alt cidardan ölçülen dikey mesafe y basamak yüksekliği h ile boyutsuzlaştırılmış ve basamak yüksekliği ile boyutsuzlaştırılan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak çizilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, hesaplanan akış yapışma uzunluğu takribi olarak x/h=4 kesitinde oluştuğu bulunmuştur. 3 2 x/h= y / h 1 h Hesaplamalar Deney U / U c Şekil 3. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Kasagi ve Matsunaga nın [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. 3 2 x/h= y / h 1 h Hesaplamalar k / U c Deney Şekil 4.Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profillerinin Kasagi ve Matsunaga nın [1] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. Hesaplanan akış yönü hız profilleri ve bunların Fessler ve Eaton un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması, boyutsuz şekilde u/u o cinsinden, x/h=1 den 25 e kadar değişen akış yönü kesitlerinde Re=18400 için Şekil 8 de gösterilmiştir. Burada Reynolds sayısı girişte kanal orta çizgisi üzerinde

451 480 ölçülen u o referans hızına ve h basamak yüksekliğine dayanır. Yani, Re= u o h / ν. Bu akış durumu için, sayısal hesaplama alanı geri basamaktan 25 basamak yüksekliğinde aşağı akışta bir akış yönü mesafesine kadar uzatılmıştır. Şekilden görüldüğü üzere, hesaplanan akış yönü hız profilleri ile karşılıkları olan deneyseller arasında genel olarak oldukça iyi uyum varolmasına rağmen, Şekil 3 te gözlemlendiği gibi, hesaplanan kompleks çevrintili akış bölgesi deneyselden uzunlukça daha kısa ve genişlikçe daha incedir. Hesaplanan akış yapışma uzunluğu takribi olarak x/h=5 noktasında oluşurken, deneysel akış yapışma uzunluğunun ise x/h=7.4 noktasında oluştuğu bildirilmiştir. Şekil 9 da 3 2 x/h= y / h 1 h ε / ε in Şekil 5. Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı profilleri. 3 x/h= y / h 1 h µ t / µ tin Şekil 6. Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans viskozite profilleri 1 Step 0.8 y / h x / h Şekil 7. Kasagi ve Matsunaga nın [1] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış geometrisi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0)

452 481 Fessler ve Eaton un [2] geriye doğru basamaklı akış geometrisinin bir yanından öbür yanına hesaplanan türbülans kinetik enerji profilleri, Şekil 8 deki gibi aynı aşağı akış kesitleri için, boyutsuz olarak k/u 2 o cinsinden çizilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, akış iki-boyutlu kanal boyunca geliştikçe, hesaplanan türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır y / h 1 x/h= h Hesaplamalar Deney U / U o Şekil 8. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Fessler ve Eaton un [2] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması x/h= y / h h k / U o 2 Şekil 9. Fessler ve Eaton un [2] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profilleri. Şekil 10 geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilleri ile Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleri arasında, x/h=1 den 15 e kadar değişen akış yönü kesitlerinde Re=64000 için bir karşılaştırma vermektedir. Reynolds sayısı Re= u o h / ν olarak tanımlanmıştır. Burada u o basamaktan önce hız profilindeki maksimum hızdır, h ise basamak yüksekliğidir. Bu akış durumu için, sayısal hesaplama alanı basamaktan aşağı akışta 25 basamak yüksekliğinde bir akış yönü mesafesine kadar uzanır. Şekil 10 incelendiğinde görülüyor ki, hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profilleri karşılıkları olan deneysellerle iyi kalitatif uyum göstermektedir. Akış

453 482 iki-boyutlu kanal boyunca geliştikçe bu uyum daha da iyi olmaktadır. Bununla beraber, önceki araştırılan akış durumlarında olduğu gibi, kompleks çevrintili akış bölgesinin uzunluğu daha kısa olarak hesaplanmıştır. Hesaplanan kayma tabakası akışının yapışma uzunluğunun takriben x/h=5.5 kesitinde oluştuğu bulunurken, deneysel kayma tabakası akışının yapışma uzunluğunun ise takribi olarak x/h=8 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Bu problemin kaynağı standart k-ε türbülans modelinin bir sınırlamasıdır. Model, yaratılan extra türbülans enerji ile etkisinin hissedildiği yutulma hareketleri arasında geçen zamanı dikkate almamaktadır. Kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profillerinin gelişimi, Şekil 10 daki gibi aynı aşağı akış kesitleri için, Şekil 11 de gösterilmiştir y (mm) h x/h= Hesaplamalar Deney U / Uo Şekil 10. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz akış yönü hız profillerinin Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. 50 x/h= y ( mm ) h k / U o 2 Şekil 11. Ruck ve Makiola nın [3] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kanal boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji profilleri. Şekilden görüldüğü üzere, kanal boyunca türbülans kinetik enerji dağılımı azalmaktadır. Şekil 12, geri basamakta hesaplanan geri akışın geometrik yerini (u=0) gösterirken, akış tutunma uzunluğunun yaklaşık olarak x/h=5.5 kesitinde oluştuğunu da göstermektedir. Şekil 13 ise, kompleks çevrintili akış bölgesinde hesaplanan boyutsuz maksimum negatif akıntıya karşı yönde olan hızın, Ruck ve Makiola nın [3] deneysel bulgularıyla bir karşılaştırmasını vererek, k-ε türbülans modelinin bu maksimum negatif hızın akış yönündeki yerini deneyselden daha kısa olarak hesapladığını

454 483 göstermektedir. Buna rağmen, hesaplamalar deneysel ölçümlerle aynı trendi sergilemektedir. Son olarak, Şekil 14 te Ruck ve Makiola nın [3] geriye doğru basamaklı akış geometrisinin üst cidarı boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin dağılımı, basamak yüksekliği ile boyutsuzlaştırılan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak gösterilmiştir. Şekilden gözlemlendiği üzere, cidar kayma gerilmesinin tamamıyla gelişmiş değeri takriben x/h=22 kesitinde elde edilmiştir. 1 Step y / h x / h Şekil 12. Ruck ve Makiola nın [3] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış geometrisi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0). 0.3 Hesaplamalar Deney 0.2 U max / U o x / h Şekil 13. Geriye doğru bir basamak arkasındaki akış için kompleks çevrintili akış bölgesinde hesaplanan boyutsuz maksimum negatif akış yönü hızının Ruck ve Makiola nın [3] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması τ wτ 2 (N/m 2 ) x / h Şekil 14. Ruck ve Makiola nın [3] geriye doğru bir basamak arkasındaki akış geometrisi için kanalın üst cidarı boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin dağılımı.

455 484 SONUÇ Geriye doğru basamaklar arkasında ayrımlı ve yeniden birleşmeli, kompleks çevrintili türbülanslı akış için üç farklı Reynolds sayısında, standart yüksek Reynolds sayılı k-ε türbülans modelini kullanarak sayısal hesaplamalar yapılmıştır. Geleneksel sonlu hacim yöntemini kullanarak, Patankar ve Spalding in [15] SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Üç farklı geriye doğru basamaklı akış geometrileri için standart k-ε türbülans modelinin performansı araştırılmıştır. Standart k-ε türbülans modeliyle elde edilen hesaplanan yerel akış yönü hızı ve türbülans kinetik enerji profilleri literatürde bildirilen çeşitli deneysel ölçümlerle karşılaştırılmıştır. İki-boyutlu kanal karşısında hesaplanan ve ölçülen yerel akış yönü hızı ile türbülans kinetik enerji profillerinin karşılaştırılması genel olarak oldukça iyidir. Bununla beraber, basamak arkasındaki kompleks çevrintili akış bölgesinin uzunluğu ve genişliği standart k-ε türbülans modeli tarafından daha küçük olarak hesaplanmıştır. KAYNAKLAR [1] KASAGI, N.,and MATSUNAGA, A., 3-D Particle-Tracking Velocimetry Measurement of Turbulence Statistics and Energy Budget in a Backward-Facing Step Flow, Int. J. Heat and Fluid Flow, 16, , [2] FESSLER, J.R., and EATON, J.K., Particle Response in a Planar Sudden Expansion Flow, Experimental Thermal and Fluid Science, 15, , [3] RUCK, B., and MAKİOLA, B., Particle Dispersion in a Single-Sided Backward-Facing Step Flow, Int. J. Multiphase Flow, 14, , [4] CHUN, K.B., and SUNG, H.J., Control of Turbulent Separated Flow Over a Backward-Facing Step by Local Forcing, Experiments in Fluids, 21, , [5] de GROOT, W.A., Laser Doppler Diagnostics of the Flow Behind a Backward-Facing Step, Ph.D. Thesis, Georgia Institute of Technology, Atlanta, GA,1985. [6] KIM, J., KLINE, S.J., and JOHNSTON, J.P., Investigation of a Reattaching Turbulent Shear Layer: Flow Over a Backward-Facing Step, ASME J. Fluids Eng.,102, , [7] VOGEL, J.C., and EATON, J.K., Combined Heat Transfer and Fluid Dynamic Measurements Downstream of a Backward-Facing Step, ASME J. Heat Transfer, 107, , [8] KARASU, T., KURAL, O., EĞRİCAN, N., ATAER, Ö.E., BORAT, O., ÖZCAN, O., Computer Simulation of Turbulent Flow Over Backward-Facing Steps, Fourth Turkish National Combustion Symposium, 19 th -21 st July 1995, Kirazlıyayla, Uludağ, Bursa, Türkiye, Proc., , [9] KARASU, T., KURAL, O., Geriye Doğru Basamaklar Üzerinde Türbülanslı Akışın Sayısal Simülasyonu, Kayseri Birinci Havacılık Sempozyumu, Kayseri, Bildiriler Kitabı, , [10] KARASU, T., KURAL, O., ATAER, Ö.E., Kanallarda Türbülanslı Akımların Sayısal Hesaplanması, 9. Ulusal Mekanik Kongresi, Ürgüp, Bildiriler Kitabı, , [11] KARASU, T., Numerical Investigation of Separating and Reattaching Turbulent Flow Over Backward-Facing Steps, 3. Ulusal Hesaplamalı Mekanik Konferansı, İstanbul, Bildiriler Kitabı, , [12] KARASU, T., KURAL, O., EĞRİCAN, N., BORAT, O., ÖZCAN, O., Numerical Simulation of Turbulent Flow in Axisymmetric Sudden Expansions, Fourth Annual Mechanical Engineering Conference of ISME Second International Mechanical Engineering Conference, Shiraz, Iran, Proc., 2, , [13] KARASU, T., CHOUDHURY, P.R., and GERSTEIN, M., Prediction of Some Turbulent Flows Using Upwind and Hybrid Discretisation Schemes and the Two-Equation Turbulence Model, Journal of the Faculty of Engineering of Uludağ University, 1, 1-20, [14] LAUNDER, B.E., and SPALDING, D.B., The Numerical Computation of Turbulent Flows, Comp. Meth. Appl. Mech. Engng., 3, , [15] PATANKAR, S.V., Numerical Heat Transfer and Fluid Flow, Chapters 5 and 6, , [16] Hemisphere, McGraw-Hill, Washington, DC, 1980.

456 485 ÖZGEÇMİŞ Tahir KARASU 1950 yılında Eskişehir de doğdu. D.I.C. (Diploma of Imperial College), Imperial College of Science, Technology and Medicine, London, U.K.; M.Sc., The University of Birmingham, Birmingham, U.K.; ve Ph.D., The University of London, London, U.K.; derecelerini aldı yıllarında Amerika Birleşik Devletlerinde Kaliforniya da Los Angeles ta Güney Kaliforniya Üniversitesi nde postdoktoral araştırmacı olarak çalıştı yıllarında Uludağ Üniversitesi nde, yıllarında Çukurova Üniversitesi nde, ve yıllarında Anadolu Üniversitesi nde çalıştı te doçent, 1995 te profesör oldu yılından bu yana Osmangazi Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü nde Termodinamik Anabilim Dalı Başkanlığını yapmakta olan Prof. Dr. Tahir Karasu İngilizce bilmekte ve ağırlıklı olarak Akışkanlar Mekaniği, Termodinamik, Isı Transferi, Sayısal Akışkanlar Dinamiği ve Isı Transferi alanlarında çalışmaktadır.

457 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / GEN - 34 Hidrolik ve Pnömatik e Alternatif Çözüm; Doğrusal Motorlar ERSOY KARAÇAR KontrolOn Ltd. Şti.

458 489 HİDROLİK VE PNÖMATİK E ALTERNATİF ÇÖZÜM; DOĞRUSAL MOTORLAR Ersoy KARAÇAR ÖZET Hidrolik ve Pnömatik in ufukta görünen ortağı; Teknolojideki gelişmeler neticesinde doğrusal tahrik elemanlarına alternatif çözümler eklenmektedir.gelenekselleşmiş doğrusal tahrik sistemleri olan HİDROLİK, PNÖMATİK, VİDALI MİL ve diğer elektromekanik çözümlere alternatif olarak doğrusal motorlar giderek populeritesini arttırmaktadır. Doğrusal motorlar cazip avantajları ile diğer sistemlere karşı ciddi bir alternatif konumuna gelmektedir. Bilinçli ve araştırmacı tasarımcıların dikkatini çeken iki konu aynı zamanda doğrusal motorların son zamanlarda populeritesini artırmasını sağlayan faktörlerdir. Bunlardan birincisi manyetik temelli malzemelerin işlenmesi ve maliyetlerinin eskiye göre çok daha makul olmasıdır.ikinci olarak da dijital kontrol teknolojisindeki gelişmeler yüksek performanslı cihazların yüksek hassasiyetlerde ölçülebilir ve kontrol edilebilir hale gelmesini sağlamıştır. Hidrolik sistemlerde enerjinin yağ basıncına, Pnömatik sistemlerde hava basıncına çevrimi ve olası arızalarda ve normal seyrindeki gürültü dahil kirlilikler, doğrusal motorları daha da tercih edilir kılmaktadır.elektromekanik sistemlerin içerdiği vidalı mil, triger kayış, kremayer dişli v.b aktarma ve çevrimlerden kaynaklanan yataklama ve boşluk sorunları doğrusal motorlara artı puan kazandırmaktadır. Diğer sistemlerin içerdiği enerji çevrimleri ve mekanik detaylar potansiyel arıza ve dolayısı ile bakım ihtiyacı gerektirmektedir.bununla birlikte performansa direk etki eden geri besleme sistemlerinin de sensör,cetvel,encoder v.s harici olarak sağlanması, mekanik ve elektronik harici bağlantıları da beraberinde getirmektedir.her yeni eleman ve bağlantı noktası da hata ihtimalini arttırmaktadır. GİRİŞ DOĞRUSAL HAREKET, Doğrusal hareketin genel olarak farklı yöntemi kullanılmaktadır. 1.- Akışkan, Hidrolik ve Pnömatik; Hidrolik ve Pnömatik sistemlerde genellikle ileri geri son konum çalışması akışkanın özelliklerine bağlı olarak tercih edilerek kullanılır. Tercihler güç, hız, maliyet gibi kriterler göz önüne alınarak yapılır.kontrol edilebilen düzgün bir hareket için elektronik desteği şarttır.

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

460 491 Avantajları Yüksek hız ve yüksek hassasiyeti bir arada sunar. Aynı noktalara tekrar hareketinde mükemmel sonuçlar verir. Uzun ömürlü ve bakımsız bir çalışma sergiler Yaptığı iş diğer sistemlerle karşılaştırıldığında; çok kompakt bir yapıdadır. Sınırsız uzunluklarda aynı hız ve hassasiyet değerlerini yakalar. Temiz oda (clean room) uygulamaları için idealdir. Dezavantajları Motor sıcaklığı performansını direk etkiler. Motorun, stator ve rotor arasındaki çekim kuvvetinin büyüklüğü yatay da elde edilen kuvvetin 2 ila 5 katı kadardır. Motor seçimi yapılırken göze alınacak en önemli faktördür. Yüksek hassasiyet mekanikle birlikte sağlanabileceğinden, Konstrüksiyonun da bunu destekler şekilde tasarlanması gerekmektedir. Manyetik alan demiri çeker.büyük güçte manyetik alan oluştuğu bilindiğinden uygulamada bu kritere dikkat edilmelidir. Makine kontrol elemanı ile motor arasında bir arayüz birimine ihtiyaç vardır. Uygulama Alanları: Vibratör: Montaj makinelerinde malzeme besleme uygulamaları Transfer pompaları: Emme ve basma hızları ve stokları programlanarak değiştirilebildiğinden esnek çalışma şartları sağlar. Multi eksen uygulamalar: dik işlem uygulamalarında, ambalaj ve handling sistemlerinde yüksek hızlarda ve yüksek güçlerde alışılmış sistemlerin çok üzerinde performans sağlar.

461 492 Vana kontrolü: Buhar,sıvı ve gaz vanalarının hassas oransal kontrollerinde, yüksek güçlerde basit çözümler sunar. Kaynak,sürme ve press: Yüksek güçlerin mükemmel kontrolu tek bir sistemle çözülür. Eğlence Sektörü : Çevre dostu özellikleri ile karmaşık hidrolik sistemler yerine tercih edilir. Hidrolik-Pnömatik sistemlerle Doğrusal motorların karşılaştırılması Entegre yataklama sistemleri ile compact boyutlardadır. Hidrolik ve pnömatik sistemlerde tahrik elemanının yanal yüklere karşı yataklanması gerekmektedir. Aksi takdirde boğaz keçelerinin zarar görmesine ve akışkanın kaçak yaparak sistemin arızaya geçmesine sebep olur. (Doğrusal motorlarda yataklama elemanları kendi üzerinde bulunduğundan harici yataklamalara ihtiyacı yoktur.) Akışkan sorunlarından kaynaklanan viskosite, kirlilik, sıkıştırılabilirlik gibi sorunlardan uzaktır. Enerji kaynağı, kompresör yada pompa ünitesi gibi çevre birimlerine ihtiyaç duymaz. Çevre dostu bir çalışma sunar, Hidrolik akışkan ve gürültü kirliliği yapmaz. Basit dizaynı ile aksesuara (konum sensörü, cetvel, stoper) ihtiyaç duymadan kontrol edilir. Robust dizaynı ve sade yapısı ile bakım ihtiyacı duymaz. En büyük dezavantaj, yeni teknolojisi ve irmaların tekelinde olmasından dolayı yüksek ilk yatırım bedelleridir.