II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ

Transkript

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

2 tmmob makina mühendisleri odası Sümer Sok. No: 36/1-A Demirtepe, ANKARA Tel: (0 312) Fax:(0 312) ODA 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)

3 HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / HİD - 28 MMO, bu makaledeki ifadelerden, fikirlerden, toplantıda çıkan sonuçlardan ve basım hatalarından sorumlu değildir. Eksenel Simetrik Anigenişlemeli Borularda Kompleks Çevrintili Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması TAHİR KARASU Osmangazi Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI BİLDİRİ

4 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 383 EKSENEL SİMETRİK ANİGENİŞLEMELİ BORULARDA KOMPLEKS ÇEVRİNTİLİ TÜRBÜLANSLI AKIŞIN SAYISAL HESAPLANMASI Tahir KARASU ÖZET Bu bildiri, 1.25x10 5 ile 2.8x10 5 gibi iki farklı Reynolds sayısı için eksenel simetrik anigenişlemeli borularda sürekli, sıkıştırılamayan, kompleks çevrintili türbülanslı akışın kapsamlı bir çalışmasının sayısal hesaplama sonuçlarını sunmaktadır. Hibrit yöntemiyle geleneksel sonlu hacim metodunu kullanarak, SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. Standart yüksek Reynolds sayılı k-e türbülans modeliyle beraber, kütle ve momentum korunum denklemlerinin sayısal çözümleri, iteratif bir sayısal çözüm tekniğini kullanarak sağlanmıştır. Katı cidarlar yakınında cidar fonksiyonları kullanılmıştır. Eksenel simetrik anigenişlemeli borularda çeşitli eksenel kesitlerde, eksenel hız, türbülans kinetik enerji, türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı, türbülans viskozite radyal profilleri, boru simetri ekseni boyunca eksenel hızın değişimi ve eksenel simetrik anigenişlemeli boruda üst cidar boyunca cidar kayma gerilmesinin dağılımı için sayısal hesaplamalar sunulmuş ve deneysel ölçümlerle karşılaştırılmıştır. Sayısal hesaplama sonuçları deneysel bulgularla iyi uyum göstermektedir. 1. GİRİŞ Bir eksenel simetrik anigenişlemeli boruda aşağı akıştaki ayrımlı türbülanslı akış alanı her iki temel ve pratiksel görüş noktasından dolayı büyük öneme sahiptir. Şekil 1'de gösterildiği üzere, bu akış alanı çok karmaşık olup bir potansiyel göbek, türbülans seviyeleri yüksek eğri bir serbest kayma tabakası, birincil bir çevrintili akış bölgesi ve basamağın çok yakınında ikincil bir çevrintili akış bölgesi veya köşe çevrintisinden oluşmuştur. Cidarda kayma tabakasının birleşmesinden sonra, akış eksenel simetrik anigenişlemeli boru boyunca ilerleyerek gelişmektedir. Eksenel simetrik anigenişlemeli borularda kompleks çevrintili türbülanslı akış üzerine pekçok çalışmalar yapılmıştır. Gould et al. [1], Durrett et al. [2], Stevenson et al. [3], Chaturvedi [4], Karasu [5-9], Moon ve Rudinger [10] ile Favaloro et al.'in [11] çalışmaları ilgi çekici çalışmalar arasındadır. Bu araştırmada, Favaloro et al. [11] ile Moon ve Rudinger'in [10] deneysel ölçümleri standart yüksek Reynolds sayılı k-e türbülans modelinin geçerliğini kanıtlamada kullanılmıştır. 2. MATEMATİKSEL VE FİZİKSEL MODEL 2.1. Hareket Denklemleri ve Türbülans Modeli Eksenel simetrik anigenişlemeli borularda sıkıştırılamayan, kompleks çevrintili türbülanslı akışın hesaplanmasında kullanılan matematiksel ve fiziksel model, akışı yöneten hareket denklemlerinin

5 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -384 türbülans modeli denklemleriyie beraber aynı anda çözümünü gerektirmektedir. Süreklilik, momentum, türbülans kinetik enerji ve türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı korunumunu gösteren taşınım denklemleri, sürekli durum ve eksenel simetrik silindiriksel koordinatlarda genel bir diferansiyel denklem halinde aşağıdaki gibi ifade edilebilir: burada $ genel bir bağımlı değişkendir, u ve v değişkenleri eksenel ve radyal hız bileşenleridir, p akışkanın yoğunluğu, r^taşınım katsayısı, S^ise kaynak terimidir. Bu araştırmada kullanılan türbülans modeli Launder ve Spalding'in [12] k-e modelidir. Basınç, basınç düzeltme denkleminden çıkarılmıştır [13]. Taşınım denklemleri, katsayılar ve kaynak terimler Tablo 1'de özetlenmiştir. Tablo 1. Hareket denklemleri, katsayılar ve kaynak terimler 1 u V 0 u e = u + u t Ue - ap " + ap + dx{ fu axi d\x \ 0 ru e )-2u V k k G-pe E Uç.,G-C 2 pe) Not: 1. u t =C u pk 2 /E 2. Türbülans modeli sabitlerine aşağıdaki değerler verilmiştir [12]: C u = 0.09, q = 1.44, C 2 = 1.92, ö k = 1.0, ö e = 1.3 ö. Vj = I / Hıı \ / H\r \ I v v ^ ^ ^ N İT /////////////A Kayma tabakası / Çevrintili akış bölgesi * Yeniden birleşme noktası Şekil 1. Koordinat sistemi ve anigenişlemeli boru akış geometrisi.

6 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ Sınır Koşulları incelenen eksenel simetrik anigenişlemeli borularda kompleks çevrintili türbülanslı akış için sınır koşulları aşağıda sunulmuştur. Favaloro et al.'ın [11] anigenişlemeli borusunun girişinde eksenel hızın radyal dağılımı deneysel ölçümlerden belirtilirken, Moon ve Rudinger'in [10] anigenişlemeli borusunun girişinde ise deneysel duruma karşılık olan düzgün bir eksenel hız dağılımı belirtilmiş, radyal hız ise sıfıra eşit kılınmıştır, k ve e türbülans büyüklüklerine giriş değerleri vermek için ampirik bağıntılar kullanılmıştır. Yani, k=0.005 u^f(veya u*) ve e= (C^k 312 l0.03r o )'d\r. Burada u ref büyük çaplı borunun girişinde küçük çaplı borudaki simetri ekseni üzerindeki hızdır, R o ise büyük çaplı borunun yarıçapıdır. Çıkışta tamamıyla gelişmiş akış koşullarının hüküm sürdüğünün kabul edilebilmesi için, çıkış düzlemi çevrintili akış bölgesinden çok uzakta alınmıştır. Yani, çıkış düzleminde radyal hız sıfır kabul edilmiş ve bağımlı değişkenlerin akış yönündeki tüm gradyantlarının sıfır olduğu varsayılmıştır. Hesaplamalar giriş düzleminden aşağı akışta Favaloro et al.'ın [11] anigenişlemeli borusu için 35 ve Moon ve Rudinger'in [10] anigenişlemeli borusu için ise 120 basamak yüksekliğindeki uzunlukta yerleştirilen çıkış düzlemine kadar yapılmıştır. Anigenişlemeli boru ekseninde simetri kabul edilmiştir. Yani, (9<t»/3r) = v = 0, < > burada u, k ya da e olabilir. Üst ve basamak cidarlarında hız bileşenleri u, v ile türbülans büyüklükleri k ve e sıfıra eşit kılınmıştır. Katı cidar yakınındaki ağ noktalarında k ve e'nun değerleri Launder ve Spalding'in [12] cidar fonksiyonları kullanılarak hesaplanmıştır. Sayısal ıraksamaya neden olmamak için başlangıç değerleri tüm hesaplama alanı boyunca uygun olarak belirtilmiştir Sayısal Çözüm Yöntemi Bu sayısal araştırmada, geleneksel sonlu hacim yaklaşımı kullanarak, Patankar ve Spalding'in [13] 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. Bir örnek olarak, Favaloro et al.'ın [11] akış durumu için kullanılan sayısal ağ Şekil 2'de gösterilmiştir. Ağ, eksenel simetrik anigenişlemeli borunun cidarları yakınında ve çevrintili akış bölgesinde yoğun ağ çizgileri konsantrasyonuyla düzgün olmayan bir şekilde oluşturulmuştur. Heriki akış durumu için optimum ağ-bağımsız bir çözüm elde etmek için farklı ağ büyüklüklerime ağ testleri yapılmıştır. Bu araştırmada sunulan tüm hesaplamalar ağ-bağımsızdır. Tablo 2 heriki 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. Şekil 2. Favaloro et al.'ın [11] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu için sayısal ağ dağılımı.

7 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -386 Tablo 2. Akış durumu, Reynolds sayısı, ağ büyüklüğü, cpu zamanı ve iterasyon sayısı. T Akış Durumu Re Ağ Büyüklüğü (x) x (r) cpu zamanı (saniye) N Favaloro et al. [11] 1.25x x Moon verudinger[10] 2.8x x T/N BULGULAR VE TARTIŞMA Eksenel simetrik anigenişlemeli borularda kompleks çevrintili türbülanslı akış için iki farklı Reynolds sayısında bilgisayar hesaplamaları yapılmış ve hesaplamaların sonuçları Favaloro et al. [11] ile Moon ve Rudinger'in [10] deneysel ölçümleriyle karşı laştı rı İm işti r. Favaloro et al.'ın [11] deneysel ölçümleri bu araştırmaya esas teşkil etmek üzere birinci olarak seçilmiştir. Eksenel simetrik anigenişlemeli boru D/d=1.5 genişleme oranına sahiptir. Girişte akışın Reynolds sayısı 1.25x10 5 'tir (Re=u ref d/v, burada u ref9' r 'Ş te simetri ekseni üzerindeki hızdır ve d girişteki boru çapıdır). Anigenişlemeli boruda hesaplama alanı giriş düzleminden aşağı akışta 35 basamak yüksekliğinde (h) bir eksenel mesafeye kadar uzatılmıştır. Hesaplanan eksenel hız ile türbülans kinetik enerji radyal profilleri ve bunların Favaloro et al.'ın [11] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması x/h=2'den 35'e kadar olan basamak yüksekliğine dayanan boyutsuz eksenel mesafelerde belirtilen dokuz eksenel kesitte sırasıyla Şekil 3 ve 4'te gösterilmiştir. Şekil 3'ten görüldüğü üzere, hesaplanan eksenel hız profilleri ile karşılıkları olan deneyseller arasında çok iyi bir uyum vardır. x/h=35 kesitindeki hesaplanan eksenel hız profili, hız dağılımının tamamıyla gelişmiş bir türbülanslı akış biçimine yaklaştığını göstermektedir. Hesaplanan akış tutunma uzunluğunun takribi olarak x/h=6 kesitinde oluştuğu bulunmuştur. Oysa, deneysel akış tutunma uzunluğunun yaklaşık olarak x/h=8 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Şekil 4'te gösterilen hesaplanan türbülans kinetik enerji profilleri ile ölçülenler arasında elde edilen uyum oldukça iyidir. Çevrintili akış bölgesinde hesaplanan türbülans kinetik enerji profilleri önce ölçülenlerin üstünde kalıyorken daha sonra x/h=10'dan sonraki aşağı akış eksenel kesitlerinde ölçülenlerin altında kalmaktadır. 1.5 R/R,, 0.5 Hesaplamalar Deney Şekil 3. Eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu boyunca hesaplanan boyutsuz eksenel hız radyal profillerinin Favaloro et al.'ın [11] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması.

8 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -387 R /R in O Hesaplamalar Deney Şekil 4. Eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu boyunca hesaplanan türbülans kinetik enerji radyal profillerinin Favaloro et al.'in [11] deneysel ölçümleriyle karşılaştırılması. Bunun nedeni kayma tabakasında üretilen türbülans kinetik enerjinin hesaplanan akış alanında radyal olarak simetri eksenine doğru yayılamamasıdır. Şekil 4 tekrar gözden geçirildiğinde görülüyor ki, akış anigenişlemeli boru boyunca geliştikçe türbülans kinetik enerji radyal dağılımı azalmaktadır. Bu olay aynı zamanda hesaplamalar tarafındanda gösterilmiştir. Şekil 5 ve 6, sırasıyla, Favaloro et al.'m [11] eksenel simetrik anigenişlemeli borusu için hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ile türbülans viskozite radyal profillerini Şekil 3 ve 4'teki gibi aynı aşağı akış kesitleri için göstermektedir. Burada, hesaplanan profiller sırasıyla girişteki türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı e in ve türbülans viskozite u-^ile boyutsuz hale getirilmiştir. Bu şekiller, anigenişlemeli boru boyunca hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ile türbülans viskozite profillerinin nasıl geliştiklerini göstermektedir. Şekil 7, büyük boru çapıyla boyutsuzlaştırılan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak çizilen anigenişlemeli boru ekseni boyunca azalan hesaplanan simetri ekseni üzerindeki hızı göstermektedir. Şekilden görüldüğü üzere, anigenişlemeli boru akışının giriş bölgesinde simetri ekseni üzerinde hesaplanan eksenel hızın azalışı daha çabuk, aşağı akış bölgesinde ise daha yavaş olmaktadır. Şekil 8'de eksenel simetrik anigenişlemeli boru akışı için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0) gösterilmiştir. Cidardan ölçülen dikey mesafe y büyük boru çapıyla boyutsuzlaştırılmış ve büyük boru çapıyla boyutsuzlaştırılan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak çizilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere hesaplanan akış tutunma uzunluğu takribi R/Rin e /em Şekil S. Favaloro et al.'m [11] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı radyal profilleri. 43

9 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ R/R ln H t / H tin Şekil 6. Favaloro et al.'m [11] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans viskozite radyal profilleri o, (m/s) X/D Şekil 7. Favaloro et al.'in [11] eksenel simetrik anigenişlemesi için hesaplanan simetri ekseni üzerindeki eksenel hızın değişimi. 0.2 T -Step 0.15 y/d o.ı x/d Şekil 8. Favaloro et al.'m [11] eksenel simetrik anigenişlemesi için hesaplanan geri akışın geometrik yeri (u=0). 0.8 olarak x/d=0.92 kesitinde oluştuğu bulunmuştur. Son olarak, Şekil 9'da Favaloro et al.'m [11] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin dağılımı basamak yüksekliği ile boyutsuzlaştırılan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak gösterilmiştir. Şekilden görüldüğü gibi, cidar kayma gerilmesinin tamamıyla gelişmiş değeri takriben x/h=32 kesitinde elde edilmiştir.

10 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ T : o o - o 0.05 i W (N/m 2 ) o o o I. ı.. I. 1. ı I. ı,. I 1 ı ı 1 I.. ı 1 I,., x/h Şekil 9. Favaloro et al.'ın [11] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin dağılımı. Moon ve Rudinger [10] tarafından yapılan bir eksenel simetrik anigenişlemeli boru akışının deneysel incelenmesi çalışması, buradaki sayısal çalışma için ikinci deney örneği olarak seçilmiştir. Eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu D/d=1.428 genişleme oranına sahiptir. Girişte akışın Reynolds sayısı takriben 2.8x10 5 'tir (Re=u o d / v, burada u 0 büyük borunun girişinde küçük borudaki tamamıyla gelişmiş türbülanslı hız profilinin simetri ekseni üzerindeki hızıdır ve d küçük borunun çapıdır). Şekil 10'da Moon ve Rudinger'in [10] akış durumu için kullanılan sayısal ağ dağılımı gösterilmiştir. Anigenişlemeli akış borusunda hesaplama alanı giriş düzleminden aşağı akışta 120 basamak yüksekliğinde bir eksenel mesafeye kadar uzatılmıştır. Şekil 10. Moon ve Rudinger'in [10] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu için sayısal ağ dağılımı.

11 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -390 Hesaplanan eksenel hız radyal profilleri üst cidardan ölçülen y/d boyutsuz mesafenin bir fonksiyonu olarak x/d=0.07'den 16'ya kadar olan sekiz eksenel kesitte belirtilen büyük boru çapına dayanan boyutsuz eksenel mesafeler için Şekil 11'de sergilenmiştir. Bu şekil basamaktan ölçülen x/d boyutsuz mesafenin bir fonksiyonu olarak akış alanının gelişimini göstermek amacıyla çizilmiştir. Şekilden görüldüğü gibi, x/d'nin 0.75'ten büyük değeri için geri akış yoktur. Bundan başka, simetri ekseni üzerindeki hızın basamaktan artan mesafe ile tedrici olarak azaldığı görülmektedir. Böylece, küçük çaplı borudan büyük çaplı boruya olan akış, başlangıçta sanki serbest bir jetmiş gibi hareket eder. x/d=3 eksenel kesitinde simetri ekseni üzerinde hesaplanan hız m/s'ye kadar düşmektedir. Oysa, Moon ve Rudinger [10] tarafından bildirilen deneysel değer 38 m/s'dir. Bu hesaplanan ile ölçülen değerler arasında 9.62 m/s bir fark göstermektedir. Buna rağmen, Moon ve Rudinger'in [10] deneysel noktalarının herbiri için tahmin edilen belirsizliğin 4 m/s'ye kadar yüksek olabileceği bildirilmiştir. x/d=16 kesitindeki hız profili, hız dağılımının tamamıyla gelişmiş bir türbülanslı akış biçimine yaklaştığını göstermektedir. x/d=0.75 kesitinde hesaplanan ile deneysel eksenel hız radyal profili arasında bir karşılaştırma veren Şekil 12, Moon ve Rudinger'in [10] deneysel profilinin dış bölgede yüksek olarak hesaplandığını, eksenel simetrik anigenişlemeli borunun göbek bölgesinde ise düşük olarak hesaplandığını göstermektedir. Buna rağmen, hesaplanan hız profili deneyselle aynı trendi göstermektedir. Hesaplanan akış tutunma uzunluğunun takriben x/d=0.75 kesitinde oluştuğu bulunmuştur. Oysa, deneysel akış tutunma uzunluğunun yaklaşık olarak x/d=1.32 kesitinde oluştuğu bildirilmiştir. Şekil 13 simetri ekseni üzerinde hesaplanan eksenel hız ile deneysel eksenel hızın bir karşılaştırmasını vermektedir. Şekilden görüldüğü üzere, başlangıç bölgesinde simetri ekseni üzerinde hesaplanan eksenel hızın azalışı daha çabuk, çevrintili akış bölgesinden aşağı akışta ise biraz daha yavaştır. Buna rağmen, genel olarak, simetri ekseni üzerinde hesaplanan eksenel hızın azalışı ile deneysel eksenel hızın azalışı arasındaki uyum kalitatiftir. 7D ı 60 İ 90 : 40 İ U = (rrfe) 30 ; x/d=q Q55 Q D aoo ıeoo 20 İ 10 \ 0 ; -ıo ; -20 '-- İr 0.1 Q2 Q4 Şekil 11. Moon ve Rudinger'in [10] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu boyunca hesaplanan eksenel hız radyal profilleri.

12 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ i x/d = 0.75 ı ' * * 40 U (m/s) 30 / ' * y / 0» Eteney 8* « y/d 0.5 Şekil 12. Bir eksenel simetrik anigenişlemeli boru için hesaplanan eksenel hız radyal profilinin Moon ve Rudinger'in [10] deneysel bulgularıyla karşılaştırılması Uc O Hesaplamalar Deney x/d Şekil 13. Bir eksenel simetrik anigenişlemeli boru boyunca simetri ekseni üzerinde hesaplanan eksenel hızın Moon ve Rudinger'in [10] deneysel bulgularıyla karşılaştırılması. Hesaplanan türbülans kinetik enerji radyal profilleri, boyutsuz şekilde k/u \ ve radyal mesafe r/d cinsinden, x/d=0.07'den 16'ya kadar büyük boru çapına dayanan boyutsuz eksenel mesafelerde tespit edilen sekiz eksenel kesitte Şekil 14'te sunulmuştur. Bu şekil, anigenişlemeli boru boyunca akış geliştikçe, türbülans kinetik enerji radyal dağılımının azaldığını göstermektedir. Şekil 15 ve 16, sırasıyla, Moon ve Rudinger'in [10] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu için, hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı radyal profilleriyle efektif viskozite profillerini, x/d=0.07'den 16'ya kadar tespit edilen boyutsuz eksenel mesafelerde sekiz eksenel kesitte göstermektedir. Burada, hesaplanan profiller sırasıyla girişteki türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı e in ve efektif viskozite H ein ile boyutsuz kılınmıştır. Bu şekiller, anigenişlemeli boru boyunca hesaplanan türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı ile efektif viskozite profillerinin nasıl geliştiklerini sergilemektedir. Son olarak, Şekil 17'de Moon ve Rudinger'in [10] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusunun üst cidarı boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin değişimi, büyük boru çapıyla boyutsuz kılınan aşağı akış mesafesinin bir fonksiyonu olarak gösterilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere, cidar kayma gerilmesinin tamamıyla gelişmiş değeri takriben x/d=16 kesitinde elde edilmiştir.

13 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ T r / D k / Uo Şekil 14. Moon ve Rudinger'in [10] eksenel simetrik anigenişlemeii akış borusu boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji radyal profilleri T r / D x/d = _J 82 6 / E m Şekil 15. Moon ve Rudinger'in [10] eksenel simetrik anigenişlemeii akış borusu boyunca hesaplanan boyutsuz türbülans kinetik enerji kaybolma miktarı radyal profilleri. 0.4 r/d X/D = H e / H eln Şekil 16. Moon ve Rudinger'in [10] eksenel simetrik anigenişlemeii akış borusu boyunca hesaplanan boyutsuz efektif viskozite radyal profilleri.

14 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ = o o o o o o o 0 o o o ooo 2 = 1.5 E. 1 % 0.5 T w o * (N/m 2 ) = -1.5 = -2 I -2.5 E -3 = o o o o oo oo o o ^ ı ı r ı I I I o x/d Şekil 17. Moon ve Rudinger'in [10] eksenel simetrik anigenişlemeli akış borusu boyunca hesaplanan cidar kayma gerilmesinin değişimi. SONUÇ Bu araştırmanın sayısal hesaplamalarından çıkarılan başlıca sonuçlar aşağıdaki gibi özetlenebilir. Eksenel simetrik anigenişlemeli borularda ayrımlı, kompleks çevrintili türbülanslı akış, standart yüksek Reynolds sayılı k-e türbülans modelini kullanarak, 1.25x10 5 ve 2.8x10 5 gibi iki farklı Reynolds sayısı için sayısal olarak hesaplanmıştır. Geleneksel sonlu hacim yöntemini kullanarak, Patankar ve Spalding'in [13] SIMPLE algoritmasına dayanan bir bilgisayar programı geliştirilmiştir. İki farklı eksenel simetrik anigenişlemeli borular için standart k-e türbülans modelinin performansı araştırılmıştır, k-e türbülans modeline dayanan eksenel hız, türbülans kinetik enerji ve simetri ekseni boyunca üzerindeki eksenel hızın azalışının hesaplanmış değerleri, literatürde bildirilen deneysel değerlerle karşılaştırılmıştır. Eksenel hızın hesaplanan ve ölçülen değerlerinin karşılaştırılması genel olarak oldukça iyidir. Buna rağmen, çevrintili akış bölgesinin tutunma uzunluğu deneyselden daha küçük olarak hesaplanmıştır. Ayrımlı akışın kayma tabakasından anigenişlemeli borunun simetri eksenine doğru türbülans kinetik enerjinin radyal yayınımı, k-e türbülans modeli tarafından daha küçük olarak hesaplanması istisna olmak üzere, hesaplanan ile ölçülen türbülans kinetik enerji değerleri arasındaki uyum oldukça iyidir. KAYNAKLAR [1] Gould, R. D., Stevenson, W. H., and Thompson, H. D., "Investigation of Turbulent Transport in an Axisymmetric Sudden Expansion", AIAA Journal, 28, , [2] Durrett, R. P., Stevenson, W. H., and Thompson, H. D., "Radial and Axial Turbulent Flow Measurements with an LDV in an Axisymmetric Sudden Expansion Air Flow", ASME J. Fluids Eng., 110, , [3] Stevenson, W. H., Thompson, H. D., and Craig, R. R., "Laser Velocimeter Measurements in Highly Turbulent Recirculating Flows", ASME J. Fluids Eng., 106, , 1984.

15 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 394 Chaturvedi, M. C, "Flow Characteristics of Axisymmetric Expansions", J. Hydraulics Div., Proc. ASCE, 89, HY3, 61-92, [5] Karasu, T., "Numerical Prediction of Turbulent Recirculating Flow Through Axisymmetric Sudden Expansions", 10 th International Conference on Numerical Methods in Laminar and Turbulent Flow, 21 st -25 th July 1997, Svvansea, U.K., Proc, 10, , [6] Karasu, T., "Geriye Doğru Basamaklar Arkasında Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması", 10. Ulusal Mekanik Kongresi, İstanbul, Bildiriler Kitabı, , [7] Karasu, T., Choudhury, P. R., Gerstein, M., "Upwind ve Hybrid Diskritizasyon Metotları ile k-e Türbülans Modelini Kullanarak Bazı Türbülanslı Akışların Hesaplanması", Doğa Bilim Dergisi, Cilt 9, Seri B, , [8] Karasu, T., Kural, O., "Eksenel Simetrik Anigenişlemelerde Türbülanslı Akışın Sayısal Hesaplanması", 2. Ulusal Hesaplamalı Mekanik Konferansı, Trabzon, Bildiri Kitabı, , [9] Karasu, T., "Numerical Computation of Turbulent Flow in Pipes", Doğa-Tr. J. of Engineering and Environmental Sciences, 17, 29-38, [10]Moon, L.F., and Rudinger, G., "Velocity Distribution in an Abruptly Expanding Circular Duct", ASME J. Fluids Eng., 99, , [11]Favaloro, S.C., Nejad, A.S., and Ahmed, S.A., "Experimental and Computational Investigation of Isothermal Svvirling Flow in an Axisymmetric Dump Combustor", J. Propulsion, AIAA, 7, No.3, , [12]Launder, B. E., and Spalding, D. B., "The Numerical Computation of Turbulent Flovvs", Comp. Meth. Appl. Mech. Eng., 3, , [13]Patankar, S.V., "Numerical Heat Transfer and Fluid Flow", Chapters 5 and 6, , Hemisphere, McGraw-Hill, Washington, DC, ÖZGEÇMİŞ Tahir KARASU 1950 yılında Eskişehir'de doğdu. D.I.C. (Diploma of Imperial Çollege), Imperial College of Science, Technology and Medicine, London, U.K.; M.Sc, The Ûniversity of Birmingham, Birmingham, U.K.; ve Ph.D., The Ûniversity of London, London, U.K.; derecelerini aldı yıllarında Amerika Birleşik Devletlerinde Kaliforniya'da Güney Kaliforniya Üniversitesi'nde postdoktoral araştırmacı olarak çalıştı yıllarında Uludağ Üniversitesi'nde, yıllarında Çukurova Üniversitesi'nde, ve yıllarında Anadolu Üniversitesi'nde çalıştı. 1984'te doçent, 1995'te profesör oldu yılından bu yana Osmangazi Üniversitesi Makina Mühendisliği Bölümü'nde Termodinamik Anabilim Dalı Başkanlığını yapmakta olan Prof. Dr. Tahir Karasu İngilizce bilmekte ve ağırlıklı olarak Akışkanlar Mekaniği, Termodinamik, Isı Transferi, Sayısal Akışkanlar Dinamiği ve Isı Transferi alanlarında çalışmaktadır.

16 II. HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ PROGRAM BİLDİRİLERİ / PNO - 29 MMO, bu makaledeki ifadelerden, fikirlerden, toplantıda çıkan sonuçlardan ve basım hatalarından sorumlu değildir. Elektropnömatik Basınç Kontrol Valfleri NECİP CAYAN Bosch-Rexroth A.Ş. MAKİNA MÜHENDİSLERİ ODASI BİLDİRİ

17 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ ELEKTROPNÖMATİK BASINÇ KONTROL VALFLERİ Necip CAYAN 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 modem 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 valfı, 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.

18 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -398 (a) 1 IL :>-! 2 (b) 3 (c) (d) (e) 3 V 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 Hız Ayar (Kısma) Valfi Basınç Ayar Valfi Elektropnömatik Oransal (2/2) 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 Başmandaki Değişimleri Dengeleyebilme HAYIR HAYIR EVET EVET Çıkış Basıncındaki Değişimleri Dengeleyebilme 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

19 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -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. Eiektropnömatik 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 eiektropnömatik basınç kontrol valfınin iç yapıları 1.4. Elektronik Kontrol Oransal ve eiektropnömatik 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. Eiektropnömatik 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. Eiektropnömatik Basınç Kontrol Valfi Aşağıdaki şekilde, eiektropnömatik basınç kontrol valfinin blok diyagramı yer almaktadır. Bu diyagramda yer alan komponentler ile ilgili detaylar daha sonra incelenilecektir.

20 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -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 valfı 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 S 6 4 i 2 S" 4 t 12 I/[mA] 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

21 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -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.

22 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -402 Giriş (xe) Cıkıs <xa) Şekif 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 Giriş değeri Açık devre kontrol sistemi Kontrol çıkışı Kontrol edilen sistem Gürültü Çıkış değeri Açıklama Kontrol edilen parametre Ayar mekanizması Ayarlanabilir komut girişi Dinamik sistem veya proses Harici etkenler Sistemin genel davranışı örnek Hız ayarı Gaz pedalı İçten yanmalı motor Motorlu taşıt Yoldaki eğim 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

23 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -403 Tablo 2.2. Kapalı devre kontrol sistemi ve sistemin elemanları ile ilgili kavramlar Giriş değeri Açık devre kontrol sistemi Kontrol çıkışı Kontrol edilen sistem Gürültü Çıkış değeri Sensör Geri besleme Açıklama Kontrol edilen parametre Ayar mekanizması Ayarlanabilir komut girişi Dinamik sistem veya proses Harici etkenler Sistemin genel davranışı ölçüm cihazı Sistemin davranış eğilimi Örnek Hız ayarı Gaz pedalı İçten yanmalı motor Motorlu taşıt Yoldaki eğim Aracın gerçek hız Takometre 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 P 1 D Pl PD PID Davranış Kod Kp Tn Tv Kp.Tn Kp.Tv Kp.Tv.Tn Nitelik Hızlı Yavaş ancak hassas Hızlı ancak ortamdaki gürültüye karşı hassas Endüstriyel uygulamalarda sıklıkla kullanılır Hızlı ve hassas Hassasiyeti düşük 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 DİN 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.

24 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -404 Şekil 2.4. Kapalı devre kontrol sisteminin basamak fonksiyonuna göre davranış grafiği DİN 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 ıkı farklı versiyonu mevcuttur.

25 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 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.

26 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -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.

27 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -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 212 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.

28 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ -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 Pl 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 algoritmasınla 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

29 II. ULUSAL HİDROLİK PNÖMATİK KONGRESİ VE SERGİSİ 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 Pl kontrol sistemi bulunur ve bu sayede gecikme ve tekrarlanabilirlik özellikleri maksimum çıkış basıncı değerinin %1'inden daha düşük seviyelerde tutulabilir. y I r > [g {S i llh H iri: fnl E İ7: LliL 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 basmcındaki 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.