tmmob makina mühendisleri odası

tmmob makina mühendisleri odası YENİLENEBİLİR ENERJİ KAYNAKLARI SEMPOZYUMU VE SERGİSİ BİLDİRİLER KİTABI Editör: Yrd. Doç. Dr. Şükrü SU MMO Yayın No: E / 2001 / 275 EKİM 2001 - KAYSERİ

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi tmmob makina mühendisleri odası Sümer Sokak No: 36 /1 - A Demirtepe, 06440 ANKARA Tel: (0 312) 231 31 59; 2313164; 23180 23; 23180 98 Fax -.(0 312)2313165 e-posta : mmo@mmo.org.tr web : http://www.mmo.org.tr MMO Yayın No : E / 2001 / 275 ISBN : 975-395 - 465-4 Bu yapıtın yayın hakkı 'na aittir. Kitabın hiçbir bölümü değiştirilemez. 'nınizni olmadan elektronik, mekanik vb. yollarla kopya edilemez ve çoğaltılamaz. Kaynak gösterilmek suretiyle alıntı yapılabilir. KAPAK TASARIMI DİZGİ BASKI İlhan İNCETÜRKMEN - (0 352) 320 43 53 İNCETÜRKMEN LTD.ŞTİ. - TMMOB MMO KAYSERİ ŞUBESİ NETFORM MATBAACILIK AŞ. - KAYSERİ

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi GÜNEŞİ İZLEYEN SİSTEMİN SABİT SİSTEME GÖRE KIYASLANMASI F. Birsen Turgu ALAÇAKIR Balacakir@eie.gov.tr Yusuf KORUCU Ykorucu@eie.gov.tr ÖZET Bu çalışmada, EİE İdaresi Yeni Enerji Kaynaklan Araştırma Parkında kurulan güneşi izleme sistemi tanıtılmakta, güneşi izleyen yüzeye gelen enerji ile sabit bir eğime gelen enerji karşılaştırılmaktadır. ABSTRACT in this study; a solar tracker system installed at The Survey Park of New Energy Resources of EIE is presented. The comparision of the energy output of tracker system with a fixed one has been determined. GİRİŞ Güneşi izleyerek, gelen enerjiden maksimum faydalanmayı amaçlayan sistemler, dünyada çeşitli firmalarca üretilmektedir. Bunlardan başlıcaları; siemens, solarex, kyocera, hoxan, BP gibi firmalardır. Standart izleyici sistemlerin boyutları 2 ile 14 modüllü panel veya daha büyük boyutlarda panel oluşturulacak şekilde dizayn edilmektedir. Bu sistemler gelen enerjiden % 20' nin üzerinde faydalanım elde edilmesini sağlamaktadır. Bu tebliğde bir yıl içinde alınan ölçümlerde izleyici sistemlerden ne oranda fazla enerji üretildiği hesaplanmıştır. SİSTEMİN TANITIMI Sistem, bir ayak üzerine monte edilmiş tek eksen üzerinde dönerek, güneş saat açısını izleyen izleyici tabla, 2 adet Epley solarimetre ve Kipp & Zonnen integratörden oluşmaktadır. Güneşi izleyici sistem; güneş pilleri, solarimetre gibi aletlerin üzerine yerleştirildiği, iki ucunda içinde ısıya duyarlı sıvılaştırılmış özel bir gaz bulunan iki bölme, bu bölmeleri birleştiren ve sıvı akışını sağlayan bakır bir boru, iki uçta gölgeleyici Aliminyum plakalar ve toprağa monte etmek için bir ayaktan oluşmaktadır. Şekil l'de görüldüğü gibi, gün doğuşu sırasında izleyicinin yüzeyi batıya yöneliktir. Güneş doğudan yükselirken, izleyicinin batı tarafındaki gölgelenmemiş kısım direk ve yansıyan ışınlarla ısıtılır. Bu ısınma, bölmeler içinde sıkıştırılarak sıvılaştırılmış olan gazın buharlaşmasını sağlar. Oluşan buhar basıncı sıvılaştırılmış gazın karşı yöne yani gölgeli tarafa doğru aktarılmasına neden olur. Bu durumda ağırlık noktası kayan izleyici tabla, doğuya doğru hareket ederek, yüzünü doğuya döndürür. Sıvının hareketi, alüminyumdan yapılmış gölgeleyici plakalar ile kontrol edilir. İzleyici tablanın bir kolu diğer kolundan daha fazla güneşe maruz kalırsa, buhar basıncı nedeniyle sıvı, daha soğuk olan gölgeli tarafa doğru hareket eder. Kolların iki ucu da eşit bir şekilde gölgelenene kadar tablanın ağırlık noktası kayar ve böylece güneşi izlemiş olur (Şekil 2). İzleyici saatte yaklaşık 15 derece dönerek güneşi takip etmektedir. İzleyici tabla içindeki sıvı bir tarafından diğer tarafına doğru hareket ederken sürekli dengede kalır (Şekil 3). Şekil 4'de görüldüğü gibi izleyici sistem günlük çevrimini batıya doğru yönelerek tamamlar. Gece boyunca bu pozisyonda kalır. Ertesi gün güneş doğarken batıdaki yüzünü doğuya çevirir ve aynı hareketi tekrarlar. ALINAN ÖLÇÜMLER VE DEĞERLENDİRMELER Güneşi izleyen sistem, EİE Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Araştırma Parkında konumlandınlmış ve solarimetrelerden biri, üzerine monte edilmiştir. Diğer solarimetre de sabit bir eğimde olan sehpa üzerine yerleştirilmiştir. Her iki solarimetre bir integratöre bağlanmıştır. İntegratör bir saat içinde gelen güneş ışnım değerlerini toplayarak saatlik enerji değerlerini hesaplamaya programlanmıştır. Ölçümler Temmuz 1999 tarihinden Kasım 2000 tarihine kadar gün doğuşu ile gün batışı arasındaki süreç içinde sabit ve izleyici sistemlerden gelen veriler integratör hafızasında toplanmıştır. 115

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi A. \ X /fail Şekil 1 - Güneşin Doğuşu Şekil 2 - Öğleden Önce t -J. Şekil 3 - Öğleden Sonra Daha sonra bu veriler önce saatlik, sonra solarimetreler arasında bulunmuş olan kalibrasyon katsayısı ile düzeltilmiştir. Şekil 5 'de Temmuz ayından seçilen iki gün boyunca her iki solarimetreden alınan ölçümler değerlendirilmiştir. 23-24 Temmuz 1999 da yapılan birer günlük ölçüm sonuçları incelendiğinde, sabahın erken saatlerinde sabit sistem güneye yönelik, izleyici ise hala önceki akşamdan kaldığı konumda yani batıya yönelik pozisyondadır. Güneşe doğru yönelene kadar geçen süre içinde sabit sistemden alınan enerji değerleri izleyiciye göre daha fazladır. İzleyici güneşe doğru yöneldikten sonra izlemeye başlar. Öğlen saatlerinde her iki sistemin güneşe yönelimi eşitlenir. Güneş batıya kayarken, izleyici güneşi izlemeye devam eder, sabit sistem ise güneş ışınlarını güney batıdan eğik bir şekilde almaya devam eder. İzleyici sistem günün ilk yansında güneşi izlemekte geç kalırken, günün ikinci yarısında tam olarak izler. Az bulutlu ve açık günlerde izleyici sistem, güneşten gelen ışınları dik olarak algılayacak şekilde güneşi izlemeye devam eder. Şekil 6 ve 7'de Eylül ve Ekim aylarında açık günlerde alınan ölçümler Şekil 4 - Güneşin Batışı günlük bazda bilgisayar ortamına aktarılarak, değerlendirilmektedir. Bulutlu günlerde izleyici sistem, güneşi izlemekte güçlük çeker. Çoğu kez konumunu değiştiremez. Bu durumlarda sabit sistemin algıladığı enerji daha fazla olabilmektedir. Şekil 8'de Eylül ayında birbirini ardışık iki bulutlu günde izleyici ve sabit sistemin verilerinden görüldüğü gibi, izleyici sistem sabahın erken saatlerinde batıdaki yüzünü doğuya çevirdikten sonra güneşi izlemekte, öğlen saatinde hava bulutlandığından gelen enerjide bir düşme gözlenmekte, saat 14:00 civarında tekrar ortaya çıkan güneşi izlemeye devam ederken, sabit sistem güneş ışığını güney batıdan almaktadır. 14 Eylüldeki grafik incelendiğinde, önceki gün batıda kalan izleyici, hava çok bulutlu olduğundan yüzünü doğuya döndürmekte güçlük çeker ve güneşi izleyemez. Bu süre içinde sabit sistemin yüzeyinin daha fazla enerji aldığı görülür. SONUÇ Bu çalışmada, güneşi pasif olarak izleyen bir izleyici ile sabit bir sistemin aldıkları enerjiler karşılaştırılmıştır. İzleyici günün ilk yarısı 116

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi yüzünü batıdan doğuya döndürmek için zaman kaybederek gecikmeli olarak güneşi izlemeye başlar. İkinci yarısı ise tam olarak izler. Açık bir gün için, bu izleme sırasında enerji kazanımı, enerji kazanım oranı: Enerji Kazanım Oranı=(E ideyici - E sabit )/E sabit şeklinde formülleştirilmiş ve %24 olarak bulunmuştur. Daha önce de bahsedildiği gibi, pasif sistem sabah güneşi yakalayıncaya kadar gecikmektedir. Sistem aktif bir sistem olup, sabah hareketine doğudan başlasaydı, % 24 olan enerji kazanım oranı % 31 olabilecekti. Bir sene boyunca yapılan ölçümlerde, aylara göre değişmekle birlikte ortalama olarak enerjiden %20'den fazla faydalanım olduğu görülmüştür. İzleyicinin maliyeti yaklaşık 3 güneş pili maliyetinde olup üzerinde iki güneş pili taşımaktadır. Bu sistem sabit duran 2.4 güneş pilinin ürettiği enerjiyi üretmektedir. Halbuki sistemin maliyetine eşdeğer yatırım ile 5 adet güneş pili alarak daha fazla enerji üretmek mümkün olmaktadır. Buradan da görüldüğü gibi takip edici sistemler ekonomik olmaktan uzak görünmektedir. Ancak bu iki güneş pili taşıyan bir sistem için geçerli olup sistem büyüdüğünde ekonomik olma şansına sahip olabilir. 23 Temmuz 1999 06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 19:00 Zaman (saat) 24 Temmuz 1999 ı 1 1000,00 800,00 600,00 T d) 111 400,00 200,00 0 00 -J j I I /! L 1/ Af ' I / / / / y i i 1 1,*' -^ \! \ \ \ F L- izleyici - sabil j i 1 v i \ i \! \ \j \ v!\ 06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 19.00 Zaman (saat) Şekil 5: Temmuz Ayı İzleyici Ve Sabit Sistemin Davranışı 117

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi 22 Eylül 1999 06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 Zaman (saat) 17 Eylül 1999 06:00 07:00 CftOO 0900 10:00 11:00 1200 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 1ft00 Zaman (saat) Şekil 6: Eylül Ayı Sabit Sistem ve İzleyici Davranışı 118

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi 04 Ekim 1999 900,0 800,0 700,0.E 600,0. 500,0» 400,0 ILI 300,0 200,0 100,0 r1/ A J / \ \\ \ - -izle yicij - -sab it i 0,0 06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 Zaman (saat) 06 Ekimi 999 IUUU ' 800 İN,Ej600 IAA) E 1»400 LU 200 0 t I / 4/ // t * A 1 / i j x \ \ \ \ \ \ J j \ H \ i \ izleyici -»-sabit \ I \ \ : i I \ \ 1 ] y X. \ 4 it"t" ** i 06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 Zaman(saat) Şekil 7: Ekim Ayı Sabit Sistem ve İzleyici Davranışı 119

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi 13 Eylül 1999 06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 Zaman (saat) 14 Eylül 1999 800,00 700,00 100.00 06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 Zaman (saat) Şekil 8: Bulutlu Günlerde Eylül Ayı Sabit Sistem ve İzleyici Davranışı 120

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi KURUTMADA KULLANILAN HAVA ISITMA KOLLEKTÖRLERİNİN DENEYSEL KARŞILAŞTIRILMASI Hikmet DOĞAN* Sezayi YILMAZ** *Gazi Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Makine Eğitimi Bölümü 06500 ANKARA Karaelmas Üniversitesi Karabük Teknik Eğitim Fakültesi Enerji Eğitimi Bölümü KARABÜK ÖZET Bu çalışmada, tarafımızdan tasarlanıp, yapılan dört ayrı tip hava ısıtma kollektörü (tabii dolaşımlı düz kollektör, tabii dolaşımlı boru ısıtmalı oval kollektör, kapalı sistem ısı borulu düz kollektör ve hava ön kurutmalı cebri sistem düz kollektör) aynı şartlarda denenerek verimleri ve kurumaya olan etkileri karşılaştınlmıştır. Kollektörlerin ısıtma yüzeyleri 0,5 m 2 olarak tasarlanmış ve hava debileri deney sırasında hava akış miktarına göre debi ölçerle (anamometre) tespit edilmiştir. Sözü edilen 45 kollektörlerin güneşten aldıkları ısıyı havaya aktarma miktarları, kollektör çıkış havası sıcaklığı ölçülerek bulunmuştur. Yapılan deneyler neticesinde ön kurutmalı kollektörün havasının daha çabuk ısındığı tespit edilmiştir. ABSTRAC in this study, four different type of airheating collectors have been designed and constructed. These have been tested and compared with each other for their efficiency and effects on drying capabilty. The heating surfaces of collectors have been designed as 0,5 m 2, and the flow rates of the air have been measured by a flowmeter (anamometre). The heat transfered from these angled at 45 collectors has been calculated by measuring outlet temperature of the collector. The results showed that the air of drying collector is heated quicker. 1. GİRİŞ Kainattaki en önemli ve en büyük enerji kaynağı şüphesiz güneştir. Özellikle son yıllarda fosil kökenli yakıtların çevreyi alabildiğine kirlettiklerinden, insanlık alemi en ucuz ve temiz olan güneş enerjisinden daha iyi ve daha fazla faydalanmanın yollarını aramaktadırlar. Pratik hayatta güneş enerjisinden en yaygın olarak faydalanmanın yolu; güneş kollektörleri aracılığıyla olmaktadır. Kollektörlerle toplanan güneş enerjisinin miktarı; kollektörün konulduğu yere, yönüne, eğim açısına, günün ve yılın zamanlarına bağlıdır. Uygun şartlarda kollektör tarafından emilen güneş ışınımı en fazla 1000 W/m 2 kadardır. Bunun yaklaşık 750 W/m 2 'si kullanılır ısı enerjisine dönüştürülebilmektedir [1,2]. Bunun için, değişik amaçlar için değişik güneş kollektörleri uygulama alanları bulmaktadır. Bu kollektörlerin başlıcalarını düzlem yüzeyli kollektörler [1,2,3,4], parabolik [4,5], parabolik odaklamalı kollektörler [4,6], parabolik ya da düzlem olup, güneş ışınını takip edecek şekilde tasarlanan kollektörler [6] ve kışın donmaya karşı uygulamaya konulan ısı borulu [7] ya da donmaya dayanıklı akışkanlı kollektörler oluştur-maktadır. Ayrıca; yoğunlaştırıcı güneş kollektörleri soğurucu ve yoğunlaştırıcı yüzey elemanları deney-sel olarak incelenmiş, soğurucu yüzey için siyah nikel soğuruculuğunun 0.9 ve yayıcılığının da 0.3 olduğu deneysel olarak belirlenmiştir [8]. Başka bir çalışmada da parabolik güneş yoğunlaş tıncısmın etkinliğini belirlemek için, pompalı ve doğrudan akışkanı ısıtan sistemle çalışan bir parabolik güneş kollektörünün tasarımı ve uygulaması yapılmıştır [9]. Parabolik kollektör-lerin denenmesinden sonra bir de güneş ışınlarını takip eden odaklamalı kollektörler denenerek verimin artırılması düşünülmüş ve bunda başarılı da olunmuştur [10]. Bu çalışmada dört ayrı tip ve özellikte güneş kollektörü ile havanın ısıtılması ve ısınan havanın da kurutmada kullanılması deneysel olarak karşılaştınlmıştır. Çalışmaya başlamadan önce, bu amaçla yapılmış tabii dolaşımlı kurutma sistemleri incelenmiş [11,12] ve bu bilgiler 121

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi ATIK HAVA DIŞ HAVA GİRİŞİ Şekil 1. Ön hava kurutmalı kollektör ışığında bir tabii dolaşımlı düz saç kanal kollektör, bir oval borulu kollektör, bir cebri akımlı kapalı sistem düz ısı borulu kollektör ve bir de cebri akımlı hava ön kurutmalı kollektör tasarlanarak yapılmış, aynı şartlarda karşılıklı denenerek farkları gözlemlenmiştir. 2. KOLLEKTÖRLERİN TASARIM VE UYGULAMASI Değişik özelliklere sahip, 0,5 m 2 yüzey alanlı dört ayrı kollektör eğimleri 45 olmak üzere aşağıda özellikleri belirtildiği gibi tasarlanıp, imal edilerek, kurutma havası üzerindeki sıcaklık tespitleri yapılmıştır. 2.1. Ön Hava Kurutmalı Kollektör Nem yönünden fakir (kuru) havanın daha çabuk ısınacağı düşünülerek Şekil 1. 'de görüldüğü gibi bir sistem düşünülmüştür. Dış havanın nemini çekebilmek için, hava kollektöre girmeden bir soğutma makinası düşünülerek, sistem havası önce soğutma makinasının buharlaştırıcısmdan (evaporatöründen) geçecek şekilde tasarlanmıştır. Buharlaştıncıdan geçerken soğuyacak olan havanın güneş enerjisi ile tekrar ısınabilmesi için de, şekilde görüldüğü gibi 45 eğimli bir düz kanal kollektör tasarlanmıştır. Kollek-törden geçerek ısınan havanın kullanılabilmesi için de kanal çıkışına 50 x 50 x 50 cm ölçülerinde bir kurutma hücresi yapılmıştır. 2.2. Kapalı Sistem Isı Borulu Güneş Kollektörii Bu çalışmada sistem yine kurutma amaçlı kollektör, soğutma makinası ile birlikte düşünülmüştür (Şekil 2.). Sistem dış havaya tamamen kapalıdır. Güneş kollektörii ısı borulu ola- 122

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi ISI BORUSU KANATÇIKLARI /\ ISI BORULU GÜNEŞ KOLLEKTÖRÜ ISI BORULU KANAL BUHARLASTIRICI DEVİR-DAİM \ KURUTMA HÜCRESİ \ Şekil 2. Isı borulu güneş kollektörlü kapalı sistem rak tasarlanıp, ısı borulannın yoğuşturucu kısmı havanın geçtiği kanal içine yerleştirilerek, kollektör-den alınan ısının kanaldan geçen havaya aktanl-ması sağlanmıştır. Soğutma makinasının buhar-laştırıcısı, kanal içine yerleştirilmiştir. Kollektör-den aldığı ısı ile sıcaklığı yükselen hava, kurutu-lacak materyalden buhar çekerek nem miktarı arttıktan sonra, buharlaştıncıdan geçerken sıcak-lığı düşüp, doygunluk sının altındaki nemi bırak-ması sağlanmıştır. Böylece her seferinde kollek-törde ısınırken bağıl nemi ve yoğunluğu düşen dolaşım havası, kurutulan malzemeden nem çeke-rek bağıl neminin ve yoğunluğunun artması sağlanmıştır. 2.3. Tabii Dolaşımlı Düz Güneş Kollektörü Şekil 3. 'de görüldüğü gibi, yine hava ısıtmak için, atmosfere açık, tabii dolaşımlı düz güneş kollektörü düşünülmüştür. Bu kollektör 0.5 x 1.0 x 0.05 m ölçülerinde tasarlanmış ve çıkışına da 0.5 x 0.5 x 0.5 m ölçülerinde bir kurutma hücresi bağlanmıştır. Isınan havanın yükseleceği gerçeğinden hareketle, hava tamamen tabii dolaşımlıdır. Isınan havanın yoğunluğu azalıp, yükseldikçe, yerini kollektörün altından giren, sıcaklığı daha düşük olan havanın alacağı düşünülmüş ve ısınan hava da kurutma hücresine verilerek, kurutma amaçlı olarak kullanılmıştır. 2.4.Tabii Dolaşımlı Kanal Hava Isıtmalı Oval Kollektör Oval bir kollektör içinden kurutma havasının tabii olarak dolaşacağı 22 cm çapında bir kanal düşünülmüş ve bu kanalın dış hava giriş ağzı Şekil 4. 'de görüldüğü gibi, kollektörün alt kısmından dışarıya çıkarılmıştır. Kollektörün üstü koruyucu camla ve kanalın geçtiği alt ve üst duvarlar da başka malzemelerle izole edilerek, içeride ısınan havanın dışarıya akması engellenmiştir. İç yan duvarlar parlak alüminyum yansıtıcı kağıtla kaplanarak, üzerline düşen ışınımın kanala yansıtılması sağlanmıştır. Böylece kanal içinden geçen boru içindeki hava çevreden ısı alarak yükselirken, sıcaklığı daha düşük olan havanın alttan sisteme girmesi sağlanmıştır. Bu sistemde ısınan hava kurutma amaçlı olarak düşünüldüğü için, önceki sistemlerde olduğu gibi bir kurutma hücresi düşünülmüş ve ısınan hava bu hücrede kurutmada kullanılmıştır. Sistem tamamen tabii dolaşımlıdır. 3. DENEYLER VE SONUÇLARI Deneyler temmuz ayı şartlarında yapılmıştır. Sistemler ayrı ayrı birbirilerini gölgeleme olmayacak şekilde güney yönünde 45 eğim yapacak şekilde yerleştirilmiştir. Deneylere yerel saatle 9 'da başlanarak 18 'e kadar devam edilmiştir. Deney esnasında sisteme giren havanm (dış havanın) sıcaklığı, kollektörden çıkıp hücreye giren havanın sıcaklığı, sistemi terk eden havanın sıcaklığı ve kuruma hücresine 123

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi ATIK HAVA KURUTULAN KURUTMA HÜCRESİ GÜNEŞ IŞINLARI DIŞ HAVA GİRİŞ Şekil 3. Serbest dolaşımh düz kanal tipi güneş kollektörü GÜNEŞ IŞINLARI DIŞ HAVA GİRİŞ Şekil 4. Kanal hava ısıtmalı oval kollektör 124

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 120 - Kuru havalı - Kapalı sistem - Düz kollektör - oval kollektör - Dış havai o «CN CO ro '^- Zaman (Saat) Şekil 5. Deney sonuçlarının karşılaştırılması önkurutmal Dış hava gölge o <J> o o co (35 o o o o co o o o "- o co o <N o co CM o oco o co co o o M- Zaman o co 8 o m CO in o oco o co CD o s. o co [^ o 00 Şekil 6. Deney sistemlerinin kuruma eğrilerinin karşılaştırılmaları kurutulmak üzere konulan malzemedeki ağırlık kayıpları, belirtilen saatler arasında, her yanm saatte bir ölçülmüştür. Elde edilen verilerin karşılaştırılması Çizelge 1. 'de yapılmıştır. Çizelge 1. ve Şekil 5. 'den de anlaşılacağı gibi, ön hava kurutmalı kollektörde hava sıcaklığının diğer kouektörlere göre daha fazla yükseldiği görülmüştür. Bu veriler ışığında ön hava kurutmalı 125

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Çizelge 1. Deney Sonuçlarının Haftalık Ortalaması Zaman 9 00 930 Ön Kurutmalı cebri dolaşım u> M 3-,3) =Ö3u ^ <A o 35 38 'öo İl < 100 100 Kapalı sistem cebri dolaşım '5b»5b^ S 32 U a st r 27 28 alp o ^ -5 3- «^ 27 27 soğutmalı,öî) < 100 100 Düz kollektör tabii dolaşım w- o-ısb! O ^ O â 35 36 İl o a >oû < 100 100 Oval kollektör tabii dolaşım 22" Cj 5- >ö) :<T> v> ı ) 32 33 'öû >oû < 100 100 Dış sıcaklığ u c s Ü 35 37 hava öû İl )OÛ < 100 100 10 ıo 30 11 54 57 60 98 97 86 29 29 29 27 29 33 100 97 95 44 44 45 100 98 97 42 42 42 100 98 96 37 39 39 100 100 98 İl 30 67 81 32 32 91 46 94 43 93 40 96 12 ı2 30 69 69 74 63 35 36 32 32 86 84 47 49 89 83 44 46 87 84 42 42 92 88 13 71 57 37 32 81 47 78 46 79 43 84 13 30 72 50 40 33 76 46 73 48 74 45 78 14 14 30 73 72 47 45 40 38 33 32 69 66 43 43 67 62 50 43 68 65 47 40 74 67 15 72 43 38 32 63 43 59 42 62 41 64 15 30 72 41 38 32 59 43 57 43 59 42 57 16 68 39 37 34 55 38 51 48 54 42 53 16 30 60 38 37 34 50 37 45 47 51 42 50 17 55 36 34 30 47 37 40 38 47 39 47 17 30 48 34 32 29 45 37 37 37 45 37 45 18 42 32 28 29 43 32 35 32 45 32 45 kollektörün performans katsayısı enerji denkliğinden hareketle; Q = V-c-p-At (1) Q : Sistem havasının taşıdığı enerji (kj/h) V : Sistem havasının hacımsal debisi (m 3 /h) C : Sistem havasının özgül ısı kapasitesi (kj/kgk) p : Sistem havasının yoğunluğu (kg/m 3 ) At: Havanın kollektöre giriş ve çıkış sıcaklık farkı (K) Bu eşitlik yardımı ile performans sayısı: V c p At Tl = I (2) I:Güneşten kollektör yüzeyine gelen güneş enerjisi miktan kj/m 2 h eşitliği ile bulunabilir. Sistemler tamamen kurutma amaçlı yapılmıştır. Bu bakımdan kurutma etkinliği de dikkate alındığında Şekil 6. 'daki gibi bir durum ortaya çıkmaktadır. Kuruma eğrilerinden de anlaşılacağı üzere, "Ön Hava Kurutmalı Sistem" 'de diğerlerine göre; daha hızlı bir kurutma süreci elde edilmiştir. 4. SONUÇ Yapılan hava ısıtma kollektörleri kurutma amaçlı yapıldıkları için, ön hava kurutmalı olarak tasarlanan kollektörde hava kollektör girişinde soğuk yüzeyden (evaporatörden) geçirilerek nemi alındığından, sistem havasının diğer kollektörlere göre daha çabuk ısmdığı görülmüştür. Dola-yısıyla, nem yönünden fakir ve sıcaklığı da yüksek olan hava, kurutma 126

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi hücresinde ürünün nemini hızlı bir şekilde emerek (absorbe ederek), Şekil 6. 'dan da anlaşılacağı üzere daha hızlı kurumasını sağlamıştır. Kapalı sistem çalışan kollektörde hava sıcaklığının daha fazla yükselmeyişi ve kuruma işleminin de yavaş seyredişi dışardan olabilecek hava kaçaklarına bağlanmıştır. ll.akyurt, M., E. Sevilir, E. Söylemez, M. K. Selçuk, " Güneş Enerjisi ve Bazı Yakıtlarla Meyve ve Sebze Kurutulması" Ankara, 1976. 12.AKYURT, M., İ. Özdağlar, "Köy Tipi Güneşli Kurutucu" Müh. Ve Makina, C. 6, s. 188, Ankara, 1982. KAYNAKLAR 1.ZIERHUT, H., "Gas-, Wasser und Sanitârtechnik" s. 284. Ernst Klett Verlag, Stuttgart, 1982. 2.ZIERHUT, H., "Heizungs- und Lüftungstechnik" s. 212. Ernst Klett, Stuttgart, 1976 3.SPRENGER, E., W. Hönmann "Heizunngs Und Klimatechnik", s. 463. R. Oldenbuourg Verlag, München, Wien, 1982. 4.KILIÇ, A., A. Öztürk. "Güneş Enerjisi" Kipaş Dağıtımcılık, İstanbul, 1983. 5.UYAREL, A., R. Yılmaz, H. Doğan, "Parabolik Kollektörlerin Deneysel İncelenmesi", G.Ü. Tek. Eğt. Fak. Dergisi, C.l. S. 4. ANKARA, 1988. 6.USTA, H., "Güneş Enerjisi İle Çalışan Soğurmalı Soğutma Sistemlerinin Tasarımlarının Geliştirilmesi ve İmali" (Doktora Tezi), G.Ü. Fen Bil. Enstitüsü, ANKARA, 1995. 7.DOĞAN, H., "Isı Borulu Güneş Kollektörü İli Meyve Ve Sebze Kurutulmasında Önemli Parametrelerin Belirlenmesi", ), G.Ü. Fen Bil. Enstitüsü, ANKARA, 1995. 8.ECEVİT, A., "Güneş Enerjisinde Yoğunlaştırıcı ve Toplaç" Türkiye Bilimsel Araştırma ve Teknik Araştırma Kurumu. TBAG. 586, ANKARA, 1985. 9.KARADUMAN, A., "Parabolik Güneş Kollek-törü Sisteminin Tasarımı ve Yapımı" (Yüksek Lisans Tezi) ODTÜ, ANKARA, 1989. 10. PRAPAS, D. E., B. Norton, S. D. Probert, "Parabolic-Trough, Solar Energy Collectors, Possesing Small Concentration Ratios", Solar Energy, Technology Bedford MKL 3OAL England. 127

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi BATARYALI ve DİREKT AKUPLELİ FOTO VOLT AİK POMPA SİSTEMLERİNİN ÇALIŞMA KARAKTERİSTİKLERİNİN TESPİTİ Bülent YEŞİLATA Z. Abidin FIRATOĞLU Harran Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü Tel:0414 3128456 (2350) e-mail:byesilata@harran.edu.tr e-mail: firatoglu@harran.cdu.tr ÖZET Bu çalışmada; biri bataryalı, konvansiyonel DC motor-pompa içeren, diğeri ise direkt akupleli Solar pompa (sürekli mıknatıslı fırçasız DC motor-pompa) içeren iki fotovoltaik destekli su pompasının çalışma noktalan ve verimleri araştırılmaktadır. Her iki sistemde kullanılan PV panel tipi ve sayısı, panel bağlantı konfigürasyonu, pompa tipi ve DC motor nominal gücü aynıdır. Temel amaç ilk yatırım masrafı yüksekliği ve sınırlı kapasitelerde kullanılma gibi dezavantajları bulunan SPK' ya verimlilik açısından alternatif teşkil edebilecek bir bataryalı pompa kombinasyonu oluşturmaktır. Elde edilen sonuçlar, batarya sabit voltaj çıkışının doğru optimizasyonu sonucunda motor çalışma noktalarının, panel maksimum güç noktalarına (MPP) yaklaştırılabileceği ve dolayısıyla SPK' ya nazaran daha yüksek çalışma verimleri elde edilebileceğini göstermektedir. ABSTRACT 1. GİRİŞ Fotovoltaik destekli su pompalan (PVDSP), su ihtiyacı ve güneş ışınım şiddeti arasında doğal bir ilişkinin bulunması sebebiyle gündeme gelmiş ve son yıllarda kullanımı yaygınlaşmış güneş enerjisi uygulaması olarak dikkat çekmektedir. Uzun yıllar bazında yapılan termoekonomik analizler PVDSP sistemlerin elektrik şebekesi kullanımına nazaran daha ekonomik ve güvenli olduğunu gösterdiğinden günümüzde bir çok gelişmiş ülkede kullanılmaktadır, [1]. Bu sistemlerin en basit kombinasyonu; pompa sürücüsü olan motorun panellere hiçbir ara düzenleyici olmadan direkt bağlandığı direkt akupleli sistemlerdir. Direkt akupleli sistemlere ek olarak, PV panel ve motor arasına bataryanın yerleştirildiği bataryalı ve panel sisteminin akım-volt (I-V) çıktılannı maksimum elektriksel güç teminine uygun olarak düzenleyen bir elektronik kontrol cihazının bulunduğu maksimum çalışma noktası îzleyicili (MPPT) gibi kombinasyonları da bulunmaktadır [2]. in this study, operating points and effıciencies of two different photovoltaic pumping systems are investigated. One is a battery-buffered system and has a conventional DC motor-pump combination. The other is a directly-coupled system with a solar pump (brushless-permanent magnet DC motor-pump combination). in both systems, type, number, and electrical connection of the PV modules, type of the pump, and nominal power of DC motor are ali identical. The main objective here is to design an effıcient battery-buffered system, which may become an alternative to solar pump system (SPK), vvhich is quite expensive and has limited application. We report here that if output voltage the battery system is correctly optimized, a battery-buffered system can operate with higher efficiency than that of a solar pump system. Makİna Mühendisleri Odası 129 PVDSP uygulamalannda sistem bileşenlerinin dizaynı ve uzun dönem performans analizlerinin yapılmasında ciddi seviyede zorluklar söz konusudur [3]. Öncelikle; panellerin ışınım şiddetine bağlı olarak lineer olmayan tarzda değişen akım ve voltaj çıktı lannın belirlenmesi çalışma noktalarının tespiti için yeterli olmayıp, sistemde kullanılan motor-pompa ikilisinin yük dirençlerine ve diğer üretim parametrelerine bağlı yine lineer olmayan bir tarzda değişim gösteren (I-V) karakteristiklerinin birlikte değerlendirilmesi gerekliliğidir [4]. Aksi halde, PVDSP uygulamalannda kullanılacak herhangi bir konvansiyonel motorun panellere direkt bağlanması durumunda büyük verim düşmeleri ve motor ömründe kısalış gibi olumsuzluklarla karşı karşıya kalınması kaçınılmaz olmaktadır, [5].

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Genelde PVDSP sistemlerde AC ve DC olmak üzere iki tip pompa sürücüsü (motor) kullanılır. AC motorlar; geliştirilmiş en uygun motor tipi olup, yapısının çok basit olmasından dolayı ucuz, dayanımı ve güvenilirliği yüksek sürücü tipidir [6]. Fakat bu sürücülerin, paneller tarafından üretilecek olan DC gücü, AC güce dönüştürecek bir invertere ihtiyaç duymaları PVDSP sistemlerinde kullanımlarını son derece sınırlamıştır. DC motorlar ise kompleks ve pahalı motorlar olup en yaygın dezavantajları, motorun çalışması esnasında periyodik bir akım sağlamak amacıyla, kayıcı fırça denen bir elemanın komütatör (çevirici) ile teması ve bu temasında motor ömrünü ve çalışma hızını sınırlamasıdır, [7]. Bu dezavantajlara rağmen, PVDSP sistemlerinde paneller tarafından üretilen gücün direkt kullanılabilirliği açısından DC motorların kullanımı son derece yaygındır. AC motorlarında kompleks bir inverterden ve konvansiyonel DC motorlarında ise fırça ve komütatörün temasından doğacak olumsuzluklardan kaçınmak amacıyla fırçasız ve sürekli mıknatıslanma ile tahrik edilen DC motorlar (brushless permanent magnet) geliştirilmiştir. Bu tip motorların en önemli dezavantajlarından biri, küçük kapasiteli sistemlerde kullanılabilecek boyutlarda dizayn edilebilmeleridir. Bu sürücülerin kullanıldığı motor-pompa ikilisi Solar Pompa Kombinasyonu (SPK) olarak bilinmekte ve günümüzde birçok uluslararası firma tarafından yüksek ücretle dünya piyasasına pazarlanmaktadır. Motor-pompa ikilisinin direkt akupleli olarak PV panellere bağlanması durumunda, SPK' nin çok düşük ışınım seviyelerinde bile su pompalayabilmesi bu sistemleri cazip kılmasına karşın, yüksek ilk yatırım maliyetleri ülkemiz gibi gelişmekte olan ve üretici olmayan ülkeleri daha uygun çözümler bulununcaya kadar PVDPS kullanımından uzak kılmaktadır.. Bu çalışmanın temel amaçlarından biri ilk yatırım masrafı yüksek SPK' ya verimlilik açısından alternatif teşkil edebilecek bir bataryalı pompa kombinasyonu (BPK) için farklı ışınım şiddeti seviyelerinde belirlenen panel maksimum güç noktalarına en yakın çalışma koşullarının tespitidir. Bu amaca uygun olarak seçilen bataryalı bir pompa kombinasyonunun (BPK) panel maksimum güç noktalarına en yakın çalışma noktaları (I-V karakteristik eğrisi) ve bu noktalardaki verim değerleri araştırılmış ve bu değerler aynı kapasitede bir sürücüye sahip bir SPK ile kıyaslanmıştır. Elde edilen sonuçlar, batarya sabit voltaj çıkışının doğru optimizasyonu sonucunda motor çalışma noktalarının, panel maksimum güç noktalarına (MPP) yaklaştırılabileceği ve dolayısıyla SPK' ya nazaran daha yüksek çalışma verimleri elde edilebileceğini göstermektedir. 2. YÖNTEM Teorik analiz ve modelleme için deneysel verileri literatürde mevcut [8] SCS 18-160 tipi Solar Jack pompa (DC motor ile kombine) ile aynı kapasiteye sahip konvansiyonel DC sürücülü bir pompa seçilmiştir. Pompaların her ikisi de hacimsel pompa sınıflandırmasına girmektedir. Dizayn safhasındaki nominal güç gereksiniminin eşitliğinden, her iki sistem için oluşturulacak panel sayısı ve bağlantı konfıgürasyonunun aynı olması gerekmektedir. PV panel olarak Tablo 1' de teknik özellikleri verilen ASE-50-ATF/1/ tipi panel seçilmiş ve SCS 18-160 tipi Solar Pompa deneysel verileri göz önüne alınarak gerekli minimum panel sayısı (14) ve optimum elektriksel bağlantı konfıgürasyonu (7seri*2paralel) belirlenmiş ve seçilen PV panel sistemi, her iki kombinasyona aynı şekilde uygulanmıştır. Bu şartlarda seçilen BPK ve SPK' ya ait blok diyagramları Şekil 1' de gösterilmiştir. Tablo 1. Seçilen ASE-50- ATF/17 tipi PV panelin Standart test koşularındaki teknik verileri. Güç Max noktadaki gerilim Max noktadaki akım Kısa devre akımı Açık devre gerilimi Panel yüzey alanı P (Wat) V max (V) lmaxc (.A) IL(A) V 0C (V) A (m 2 ) 50 17 2.9 20 3.2 0.44 Söz konusu sistemlerin analizinde kullanılan denklem ve modeller bir sonraki bölümde detaylı olarak açıklanmakta olup çalışma noktalarının belirlenmesinde çevre sıcaklığı 130

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi olarak, nominal oda sıcaklığı olan 298 K değeri kullanılmıştır. Çevre sıcaklığındaki değişimin sistem performansı üzerindeki etkisini belirlemek için yapılan analizlerin sonucu ayrıca rapor edilmiştir. Analizler sırasında analitik olarak çözülemeyen tüm denklemler için Newton-Rapson nümerik çözüm yöntemi ve Fortran programlama dili kullanılmıştır. 7S*2P Panel Kombinasyonu jr Batarya Motor Pompa (a) 7S*2P Panel Kombinasyonu İL Motor A. Pompa (b) Şekil 1. Simülasyonlar için seçilen BPK (a) ve SPK (b) kombinasyonlarının ana elemanlarını gösteren akış şeması. 3. TEORİK ANALİZ VE SONUÇLAR 3.1. PV Panel Akım-Gerilim (I-V) Karakteristiklerinin Tespiti Denklemde yer alan parametreler sırasıyla L: kısa devre akımı, Io: karanlık akım, A: sıcaklık katsayısı ve R*: seri direnç kavramlarını ifade etmekte olup, bu dört parametre sıcaklığın ve ışınım şiddetinin birer kompleks fonksiyonudurlar. Modeldeki dört parametre, standart şartlarda (1000 W/m 2 ve 25 panel sıcaklığı) ölçülen akım ve voltaj verilerinden yararlanmak suretiyle elde edilebilmektedir. Bu modelde solar radyasyonla orantılı, olarak akımda lineer, gerilimde ise logaritmik bir artış gözlenir [10]. Ayrıca panel sisteminde, panel sayısı ile sistem akım-gerilim çıktısı arasında da direkt bir orantı mevcuttur. Kombinasyondaki seri bağlı panel sayısındaki artış gerilimin, paralel bağlı panel sayısındaki artış ise akımın katlanarak artmasına neden olur. Simülasyonlar için seçilmiş panel kombinasyonunun Denklem (l)'den yararlanılarak tespit edilen I-V karakteristik eğrileri ve Newton-Rapson nümerik çözüm yöntemiyle saptanan maksimum çalışma noktaları (MPP) Şekil 2'deki diyagramda gösterilmiştir. 1000 W/m 2 MPP Fotovoltaik paneller lineer olmayan güç kaynaklarıdır. Bundan dolayı PV destekli bir sistem, dizayn aşamasındayken sistemin uzun süreli performans tespitinin yapılabilmesi için radyasyon yoğunluğuna ve çevre sıcaklığına bağlı değişen panel karakteristiklerini ifade edebilecek matematiksel modellere ihtiyaç duyulur. Sistemin dizayn edilebilmesi için modelin panel çıktı akım ve voltajı arasındaki ilişkiyi ifade edebilmesi yanında modelin kullanımı için gerekli panel ve model parametrelerinin kataloglardan elde edilebilmesi gerekir. Literatürde hücrenin fiziksel analizinden yararlanılarak türetilmiş bir çok model bulunmaktadır. Bu modellerden en yaygını Towsend (1989), Eckstein (1990) ve Al-İbrahim tarafından önerilen aşağıdaki denklemdir [9]. V = A*[ln( Io +1)]-/ *R s (D 131 800 W/m 2 600 W/m 2 400 W/m 2 200 W/m 2 O 20 40 60 80 100 120 V (V) Şekil 2. Seçilen panel kombinasyonunun I-V karakteristikleri ve maksimum çalışma noktalan (MPP). 3.2. Bataryalı Pompa Kombinasyonun (BPK) Çalışma Noktalarının Tespiti Konvansiyonel DC motor-pompa sistemlerinin PV panellere direkt bağlanmaları durumunda değişken I-V girişinden dolayı çalışma verimleri ve ömürleri çok düşük sevilerde kalabilmektedir. Bu tür sistemlerde gerilimin

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi değişkenliğinden doğacak olumsuzlukları minimize etmek amacıyla batarya kullanılması uygun bir çözüm olarak gözükmektedir. Batarya, sistemin sabite yakın bir gerilimde çalışmasını temin ettiği gibi, sistemin panel maksimum çalışma noktalarına yakın noktalarda çalışmasını da temin edebilir. Bataryanın güneş ışınımın yetersiz olduğu anlarda enerji temini için de kullanımı söz konusu olup, bataryanın aşın şarj ya da tam boşalmasını önlemek için bataryalara bağlı bir şarj düzenleyicisi ayrıca kullanılmalıdır [11]. Seçilen BPK için MPP noktalarına en yakın çalışabildiği gerilim değerinin tespiti ciddi seviyede analiz ve optimizasyonu gerektirmektedir. Bu çalışmada optimum gerilim değerinin tespitinde deneme-yanılma yöntemi kullanıldı. 70V - 120V aralığında 5V artışla tespit edilen çalışma noktalan ile MPP değerleri karşılaştırılarak, optimum değer olan 100 volt gerilim değeri belirlendi. Batarya çıkış gerilimini temsil eden bu değerin kayıpsız olarak direkt DC motora aktanldığı kabulünden hareketle, BPK'nin seçilmiş olan panel kombinasyonunun I-V karakteristikleri üzerindeki çalışma noktaları bilgisayar simülasyonu yardımıyla tespit edildi. Tespit edilen çalışma noktalan Şekil 3'deki diyagramda gösterilmektedir. Bu çalışma noktalannda verim ise panel kombinasyonunun r)-v karakteristikleri üzerinde Şekil 4'deki diyagramda gösterilmiştir. Şekil 4'deki diyagramdan ışınım seviyesine bağlı olarak değişen sistem verimi ve maksimum sistem veriminden sapma seviyesi gözlenebilir. BPK için tespit edilen bu çalışma noktaları ve bu noktalarda panel verim değerlerinin, panel MPP değerleri ile kıyaslaması Tablo 2'de verilmiştir. Tablo 2. BPK sisteminde panel yüzeyine gelen ışınım seviyesine bağlı olarak değişen çalışma noktalan (V ç,iç) ve bu noktalardaki panel verimi (r ç ) değerlerinin panel MPP değerlerine oranı. W/m A 2 1000 800 600 400 200 V ç/ V m pp 0.93076 0.94907 0.97414 1.01159 1.08558 Aç ' A m pp 1.05104 1.04032 1.02263 0.98774 0.87787 0.97825 0.98778 0.99665 0.99932 0.95419 132 7 1000 W/ 2 BPK 6 K^ MPP 800 W/m 2 5 1 600 W/m 2 < 4 400 W/m 3 2 2 200 W/m 2 / 1 İ l l i 20 40 60 80 100 120 V(V) Şekil 3. Seçilen panel kombinasyonunun I-V karakteristik eğrileri üzerinde BPK çalışma noktaları ve MPP değerleri. Şekil 4. Seçilen panel kombinasyonunun r)-v karakteristik eğrileri üzerinde BPK ve MPP çalışma verimleri. 3.3. Solar Pompa Kombinasyonunun (SPK) Çalışma Noktalarının Tespiti SCS 18-160 tipi Solar Jack pompasının 275 kpa basınç çıktısında deneysel verileri Tablo 3'de verilmiştir [11]. Bu verilerden yararlanarak seçilen SPK sisteminin akım ve gerilim değerleri arasında ilişkiyi veren V = 0.5061 2 +13.3091 + 34.674 (2) denklemi elde edilmiştir. Denklem (2) kullanılarak göz önüne alınan SPK için belirlenmiş çalışma noktalan ve panel MPP değerleri Şekil 5'de gösterilmiştir. Çalışma noktalarında elde edilen verim değerleri ise panel kombinasyonunun r -V karakteristikleri üzerinde Şekil 6'daki diyagramda

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi gösterilmiştir. SPK için tespit edilen çalışma noktaları ve bu noktalarda panel verim değerlerinin panel MPP değerleri ile kıyaslaması Tablo 4'de verilmiştir. Tablo 3. SCS 18-160 tipi Solar Jack pompasının 275 kpa basınç çıktısındaki deneysel verileri. 7 6 5 < 4 3 2 1 V (Volt) 90 105 120 I (Amper) 3.65 4.51 5.33 1000 W/m 2 800 W/m 2 600 W/m 2 400 W/m 2 S 200 VV/m 2 /" Q (İt/sn) 0.3028 0.4416 0.5677 MPP ^^T\ SPK 20 40 60 80 100 120 V(V) Şekil 5. Seçilen panel kombinasyonunun I-V karakteristikleri üzerinde SPK çalışma noktalan ve MPP değerleri. 10 9 7 - / / MPP x \ ^ W \ \\ PK \1000 W/m : VflO W/m 2 \6O0 W/m 2 100W/m 2 iyili! \20C 60 80 100 V(V) 120 Şekil 6. Seçilen panel kombinasyonunun r)-v karakteristikleri üzerinde SPK ve MPP çalışma verimleri. Tablo 4. SPK sisteminde ışınım seviyesine bağlı olarak değişen çalışma noktalarının (V ç,i Ç ) ve panel veriminin (T]ç) MPP değerlerine oranı. W/m A 2 1000 800 600 400 200 *ç' *mpp 1.06764 1.00671 0.88507 0.72576 0.56891 İç ' *mpp 0.90320 0.99306 1.07271 1.10954 1.12867 l]ç 'Tlmpp 0.96427 0.99974 0.94928 0.80433 0.64209 3.4 Debi (Q) - Yük (H) Karakteristiklerinin Seçilen BPK ve SPK sistemleri için Tespiti PVDS sistemlerinde debi ve pompa yükü arasındaki ilişki aşağıdaki bağıntı ile hesaplanabilmektedir. ö=- H (3) Bağıntıdaki I py : panel yüzeyine gelen toplam güneş ışınım şiddetini, î] ç : sistemin çalışma noktasındaki verimini ve t] m : motor-pompa ikilisinin mekanik verimini göstermektedir. Denklem 3'deki bağıntı yardımıyla seçilen pompa kombinasyonlarının Q-H karakteristikleri bilgisayar simülasyonları yardımıyla saptandı. Saptanan bu değerler ve 275 kpa pompa çıkış basıncına (toplam basınç kaybma) karşılık gelen çalışma noktalan Şekil 7 'de gösterilmektedir. Seçilen BPK'nda motor-pompa mekanik verimi için, literatürde konvansiyonel motor-pompa ikilileri için ortalama değer olarak önerilen 0.25 değeri kullanılmıştır. Seçilen SPK için ise motor-pompa mekanik verimi, Tablo 3 'de verilen SCS 18-160 tipi solar pompanın deneysel verilerinden elde edilen pompa giriş gücü (P G ) ve mekanik verim arasındaki ilişkiyi veren PG =-3,23E-7t] m +2.85E-4r\ m +0.1938(4) denklemi vasıtasıyla tespit edilmiştir. 133

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 0.8 0.7 0.6 0.5 İ. 0.4 O 0.3 0.2 0.1 BKP(Q-H) SPK(Q-H) BPK(CN) SPK(CN) sisteminin çalışma noktaları ve çalışma verimleri araştırılmıştır. Her iki sistemde kullanılan PV panel sayısı, panel bağlantı konfigürasyonu, pompa tipi ve DC motor nominal gücü aynıdır. Temel amaç ilk yatırım masrafı yüksekliği ve sınırlı kapasitelerde kullanılma gibi dezavantajları bulunan SPK' ya verimlilik açısından alternatif teşkil edebilecek bir bataryalı pompa kombinasyonu oluşturmaktır. Bu amaca ulaşmak için, seçilen panel konfigürasyonundan elde edilebilecek maksimum gücü temsil eden noktalara en yakın çalışma noktalarını veren optimum batarya voltaj çıkış değeri belirlenmiştir. Her iki kombinasyon için, DC motorun akım-gerilim, pompanın debi-yük eğrileri ve sistemin farklı ışınım şiddeti değerlerinde verim değerleri tespit edilerek kıyaslanmıştır. 0 200 250 275 300 350 H(kpa) Şekil 7. Seçilen BPK ve SPK sistemlerinin Q-H karakteristikleri ve 275 kpa pompa çıkış yükünde çalışma noktalan. 3.5. Çevre Sıcaklığının Çalışma Verimi Üzerindeki Etkisinin BPK ve SPK için Tespiti PV panellerin I-V karakteristikleri temelde ışınım şiddeti ve panel sıcaklığı olmak üzere iki bağımsız değişken içerirler. Karakteristikler üzerinde ışınım şiddeti kadar etkisi bulunmayan panel sıcaklığı da çevre sıcaklığının birer fonksiyonudur. Bundan dolayı çevre sıcaklığındaki herhangi bir değişim panellerin J- V karakteristiklerini de değiştirecektir. Panel karakteristiklerinin değişmesi ise sistemin çalışma noktalarının ve dolayısıyla çalışma veriminin değişmesine yol açmaktadır. Göz önüne alınan BPK ve SPK için çevre sıcaklığındaki değişimin, ışınım şiddetinin bir fonksiyonu olarak ta değişen çalışma verimi üzerine etkisi tespit edilerek, elde edilen sonuçlar seçilmiş bazı ışınım şiddeti değerleri için Şekil 8'de gösterilmektedir. 4. TARTIŞMA VE ÖNERİLER Bu çalışmada biri bataryalı, konvansiyonel DC motor-pompa içeren (BPK), diğeri ise direkt akupleli Solar pompa (sürekli mıknatıslı fırçasız DC motor-pompa) içeren (SPK) iki PVDSP 134 10 : 9 8-7 6-5 - X v 200 W/m \ \ 400 W/m 2 \ \ 200 W/m 2 BPK cpı/ 280 290 300 T(K) 800 W/m 2 400 W/m 2 \ \ \ \ \ \ \ 310 Şekil 8. Seçilen BPK ve SPK sistemlerinde sistemlerin çalışma verimlerini çevre sıcaklığına bağlı değişimi. Seçilen BPK ile SPK arasında net bir kıyaslama yapabilmek amacıyla, her iki kombinasyon için tespit edilen ve performansın direkt olarak yorumlanabileceği debilerinin oranı-ışınım şiddeti ilişkisi Şekil 9' da gösterilmektedir. Batarya voltaj çıkış değeri üzerinde yapılan doğru optimizasyon sonucunda, tüm ışınım şiddeti değerlerinde BPK lehine bir fark oluşmaktadır. Bu fark özellikle düşük ışınım seviyelerinde daha fazla olup, ışınım seviyesi

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi yükseldikçe azalmaktadır. Seçilen kombinasyonlarının böylesine bir performans trendi izlemesinin sebebi seçilen kombinasyonların çalışma noktalarını ve bu çalışma noktalarındaki çalışma verimlerini gösteren Şekil 3, Şekil 4, Şekil 5 ve Şekil 6'daki diyagramlardan kolayca anlaşılabilir. Bu diyagramlarda görüleceği gibi düşük ışınım seviyelerinde SPK için çalışma noktaları, MPP değerlerinden BPK' ya nazaran daha uzakta bulunmaktadır. Işınım seviyesi yükseldikse SPK aleyhine olan bu fark azalmakta ve yaklaşık olarak 800 W/m 2 ışınım seviyesinde minimum olmaktadır. Çevre sıcaklığının seçilen kombinas- yonların performansı üzerine etkisini gösteren Şekil 8' deki diyagramlarda SPK lehine dikkat çekici bir trend söz konusudur. Çevre sıcaklığının artışı, BPK performansında özellikle düşük ışınım şiddetlerinde ciddi seviyede düşüşe sebebiyet vermektedir. Özellikle PVDPS için üretilen Solar Pompanın, sıcaklık artışıyla ortaya çıkan panel verimindeki azalmadan minimum miktarlarda etkilenmesi SPK önemli bir avantaj olarak değerlendirilebilir. Ancak ışınım şiddeti ve çevre sıcaklığı arasındaki mevcut doğal ilişkiden dolayı; çok düşük ışınım şiddeti ve yüksek çevre sıcaklığı koşullarının pratik olarak gözlenmesi pek olası olmadığından, BPK için bu durum çok önemli bir dezavantaj olmaktan çıkmaktadır. Bu çalışmada göz önüne alman kombinasyonlar için çıkarılan sonuçların genelleştirilmesi; sunulan analizlerin çok daha kapsamlı DC motor-pompa ve Solar pompa deneysel dataları ile yapılması ile mümkün olabilecektir. Ayrıca, bu çalışma kapsamına dahil edilmeyen çalışma ömrü bazındaki maliyet analizinin her iki kombinasyon için de yapılması sistem seçimine karar vermede önemli bir adım olacaktır. seviyelerine sahip bölgelerden meydana gelen bir coğrafyada yer alan ülkemiz açısından düşünül ürürse, yapılacak seçimde sitemlerin performans parametreleri tamamen ihmal edilebilir. 200 400 600 800 1000 I (W / m 2 ) Şekil 9. Seçilen SPK ve BPK sistemlerin 275 kpa yük çıktısında paneller yüzeyine gelen ışınım şiddetine bağlı çıktı debisindeki değişim SİMGELER PVDSP SPK BPK MPPT MPP : Fotovoltaik destekli su pompası : Solar pompa kombinasyonu : Bataryalı pompa kombinasyonu : Maksimum power point traker : Maksimum power point (Maksimum çalışma noktası) Yapılan incelemeler sonucu iki kombinasyon arasındaki performans farkının az olması özelliklede orta ve yüksek ışınım şiddetine sahip bölgelerde sistem seçiminde kullandırabilirlik parametresinin seçim parametreleri içindeki payını ihmal edilebilecek düzeylerde olduğu görülmüştür. Böylesine bir sonuç büyük bir kısmı yüksek ışınım 135

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi KAYNAKLAR [1] Yeşilata, B., Aktacir, M.A., " Fotovoltaik Güç Sistemli Su Pompalarının Dizayn Esasların Araştırılması", Mühendis ve Makine, cilt 42, sayı 493, sy 29-34, 2001. [2] Duffıe, J., Beckman, W.A., Solar nd Engineering of Thermal Processes, edn., Wiley Interscience,, 1991. [3] Al-Karaghoulı, A., Al-Sabounchı, A. M., "A PV Pumping System", Applied Energy, Vol.65, pp. 145-151,2000. [4] Metwally, H. M. B., Anis, W. R., " Dynamic Performance of Directly Coupled Photovoltaic Water Pumping System Using D.C. Shunt Motor", Energy Convers. Mgmt Vol. 37, No. 9, pp. 1407-1416, 1996. [5] Metvvally, H. M. B., Anis, W. R., "Performance Analysıs of PV Pumping Systems Using Svvitched Reluctance Motor Drivers", Solar Energy Vol. 56, No2, pp. 161-168, 1996. [6] Zaki A. M., Eskander M. N., " Matching of Photovoltaic Motor-Pump Systems for Maximum ", Efficiency Operation", Renewable Energ, Vol. 7, pp. 279-288, 1996. [7] Langrıdge, D., Lawrance, W., Wichert, B., "Development of a Photo-Voltaic Pumping Systems Using a Brushless D.C. Motor and Helical Rotor Pump", Solar Energy Vol. 56,No.2pp. 151-160,1996. [8] Kou, Q., "A Method for Estimation the Long-Term Performance of Photovoltaic Pumping System.", Master Thesis, The University of Wisconsion-Madison, Solar Energy Laboratury, 1996. [9] Kou, Q., Klein, A., Beckman, W., " A Method for Estımatıng the Long-Term Performance of Dırect- Coupled PV Pumping Systems", Solar Enery, Vol. 64, pp.33-40, 1998. [10] Fıratoğlu, Z. A., Yeşilata, B., "Maksimum Güç Noktası İzleyicili Fotovoltaik Sistemlerin Optimum Dizayn ve Çalışma Koşullarının Araştırılması", 6-Türk-Alman Enerji Sempozyumu Bildiriler Kitabı, Basımda, 20-23 Temmuz 2001. [11] Al-Shaban S., Mohmoud A., " Self- Control in Storage Unit of PV Plants", Applied Energy, Vol. 65, pp. 85-90, 2000. Makİna Mühendisleri Odası 136

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi RÜZGAR TÜRBİNLERİNDE KONTROL VE GÜVENLİK SİSTEMLERİ İrfan GÜNEY, Selçuk NOĞAY, Sezai TAŞKIN Marmara Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Elektrik Eğitimi Bölümü 81040 Göztepe - İstanbul iguney@marun.edu.tr snogay@marun.edu.tr sezai.taskin@marun.edu.tr ÖZET Rüzgar türbinlerinde kontrol ve güvenlik sistemleri; rüzgar türbinini oluşabilecek tehlikeli durumlardan koruyan ve kapsamlı bir sistemin elemanlarını içeren bir çok farklı bileşenden meydana gelmektedir. Güveninirlik konusundaki genel amaç, en az donanım ve devre ile koruma düzenlerinin oluşturulmasıdır. Kontrol sistemlerinde algılayıcılar ve diğer aktif bileşenler yüksek kalitede olmalı ve sayıları mümkün olduğunca sınırlı tutulmalıdır. Bu çalışmada, rüzgar türbinlerinde kontrol ve güvenlik sistemlerinin bileşenleri tanıtılmakta, rüzgar türbinlerinin normal çalışmasını denetim altında tutmak için gerek duyulan kontrol sistemleri, ölçümler ve testler araştırılmaktadır. Ayrıca 600 kw'lık bir rüzgar türbini temel alınarak kontrolsüz aşırı hızlanma durumlanndaki güç ve ivmelenme eğrileri incelenmektedir. Anahtar kelimeler : kontrol, güvenlik, güvenilirlik, güç kontrolü, kontrolsüz aşırı hızlanma. ABSRACT Control and safety systems at the wind turbines comprise many different components, preventing possible dangerous situations from arising and including part of a comprehensive system. The high demands on reliability require systems are simple enough to be robust but at the same time give the possibility for necessary supervision. The number of sensors and other active components need to be limited as for as possible, hovvever the necessary components must be of the highest possible quality. in this study, components of control and safety systems at the wind turbines has been introduced. Control systems, measurements and tests required to supervise normal operation of wind turbines are investigated. Also by based on a 600 kw wind türbine, power and rotational acceleration curves during run-away situations has been examined. Key words: Control, safety, reliability, powercontrol, run-away. 1. GİRİŞ Rüzgar Türbini (RT) bileşenlerinin son 20 yılda dizayn edildiğini göz önünde bulundurduğumuzda, fırtınalı hava şartları da dahil olmak üzere 120.000 çalıştırma saatinden daha fazla dayanma gücüne sahip olduklarını görmekteyiz. Sıradan bir otomobil motorunun yaklaşık 5000 çalıştırma saati ömrü vardır. RT'lerinin bu kadar uzun süre dayanabilmeleri için ve güvenli çalışmayı sağlayabilmeleri için kontrol ve güvenlik sistemlerine ihtiyaç duyulur.[l] Rüzgardaki gücün artışı çok hızlı olduğundan, bütün RT'leri yüksek hızlardaki güç toplamalarını önleyecek düzenlemeler ile donatılırlar. Yüksek hız koşullarında güç kontrolü için belli başlı üç yöntem vardır: 1. Aerodinamik verimin değiştirilmesi a) Kanat açısını değiştirmek veya kanatları döndürmek b) Sabit devirde çalışmak c) Kaldırma etkilerini azaltıp sürükleme etkilerini çoğaltmak 2. Kanatların rüzgar ile etkileşim içinde olduğu alanı küçültmek a) Rotoru hakim rüzgar yönünden çevirmek b) Rotor geometrisini değiştirmek. 3- Frenleme a) Mekanik, hidrolik b) Hava freni c) Elektrik (direnç, manyetik) Bu yöntemler tek tek ya da yüksek hız kontrolü ve yük denetim kaybı durumlarında kombine olarak bir arada kullanılabilirler.[2] 137

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Kontrol ve güvenlik sistemleri değişik tipteki rüzgar türbinlerine göre farklılıklar göstermektedir. Bu çalışmada kontrol ve güvenlik sistemlerini oluşturan bileşenler tanıtılmakta ve bu kontrol sisteminin kurulduğu 600 kw'lık bir RT'nin güç ve ivmelenme eğrilerini de içeren bir araştırma yapılmıştır. 2. PROBLEMİN BELİRLENMESİ RT'lerinde kontrol ve güvenlik sistemlerinin kurulabilmesi için öncelikle çözülmesi istenen problemlerin belirlenmesi gerekmektedir. Genel olarak iki tane önemli problem vardır. İlk problem tüm kontrol ve güvenlik sistemleri için geçerlidir. Rüzgar türbinlerinin devamlı olarak kendi kendini kontrol edebilecek mekanizması yoktur. Kontrol sistemi RT'nin çalışma şartlarında olup olmamasına göre iki fonksiyonlu olarak kurulmalıdır. Endüstrinin bir çok alanında iç kontrol sistemlerine rastlamak mümkündür. Örneğin ; güç istasyonlarında sistem devamlı olarak merkez kontrol odasından kontrol edilir. Beklenmedik bir durum meydana geldiğinde hızlı ara kontrol sistemi hemen etkisini göstermektedir. RT'lerinin kendi kendini kontrol edebilecek mekanizmaya sahip olmasının yanında, hataları kayıt edebilme ve kayıtlı bilgileri tekrar ele alarak, olabilecek sorunlara mümkün olduğunca tam bir şekilde cevap verebilme yeteneğine sahip olması gerekir. Güveninirlik konusunda genel istek en az donanım ve devre ile koruma düzenlerinin oluşturulmasıdır. Algılayıcı ve diğer aktif bileşenlerin sayısı mümkün olduğunca sınırlı tutulmalı ve gerekli bileşenler mümkün olan en yüksek kalitede olmalıdır.[3] Diğer problem ise güvenlik sistemleri ile ilgilidir. Rüzgar türbini eğer kontrol edilmezse yüksek rüzgar periyotları esnasında kendiliğinden aşırı hızlanacaktır. Ya da normal hızının çok üstüne çıkacaktır. Planlı bir kontrol sistemi olmadığı sürece durdurulabilmesi imkansız hale gelebilir. RT'nin aşırı hızlandığı durumlarda ürettiği güç, üretmesini istediğimiz nominal gücünden çok daha fazla olabilir. RT'ninin rotor devir hızı bu yüzden sınırlandırılır ve RT şebeke bağlantılı jeneratör tarafından nominal gücünde işletilir. RT normal çalışma şartlarındayken, eğer şebeke bağlantısı herhangi bir arızayla kesilirse RT ani bir şekilde ivmelenmeye başlayacaktır. Bu anda RT kontrolsüz aşırı hızlanma şartlarındadır.[l] eo i» 6* - (0 i n O) 10 10 Q o<.._ 1 - - T- J / YY Kontrolsuz aşırı hızlanma zamanı(s) Şekil 1. Farklı rotasyonel hızlardaki güç eğrileri [3 ] Aşağıdaki şekilde RT'ninin kontrolsüz aşırı hızlanma durumları gösterilmektedir. İlk grafik 600 kw'lık bir RT için rotasyonel kanat hızının bir fonksiyonu olarak güç eğrisini göstermektedir. Alttaki eğri ise, jeneratör tarafından denetlenen 27 rpm'lik rotasyonel kanat hızındaki güç eğrisini göstermektedir. Diğer üç eğri de 30, 40 ve 60 rpm'deki güç üretim eğrilerini göstermektedir. Bu RT 20 m/s 'lik rüzgar hızında, 600 kw'ın çok az altında normal bir üretim yapacaktır. Eğer sadece % 10 iuk bir ivmelenmeye izin verilirse bu Güç (kw) «OD W1MI 4<K>! 2DO0 10» Û 1 J Rüzgar hızı (m/s) in \ J ***** İH + Şekil 2. Kontrolsüz aşırı hızlanma esnasında rotasyonel ivmelenme [3] ıs JO ipli, '21 rom 138

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi durumda güç üretimi, 30 rpm rüzgar hızında yaklaşık 1000 kw'a ulaşabilecektir. 40 rpm rotasyonel kanat hızında güç 2000 kw 'a ve 60 rpm hızında da 3300 kw'a ulaşır. 25 m/s rüzgar hızında, kanatlar 60 rpm de dönmeye dayanırsa, güç üretimi 5400 kw gibi yüksek bir değere ulaşmış olur.[3] İkinci grafik kontrolsüz aşırı hızlanma durumundaki RT'nin, rotasyonel kanat hızının hızlı bir şekilde ivmelendiğini göstermektedir. Bir metreden sonra 0.6 saniyedeki rotor hızı 30 rpm'ye ivmelenir ve 2.5 saniyeden sonra kanatlar 40 rpm'ye ulaşır. Bu durumdaki çıkış gücü 2000 kw 'tır. Gücü bu seviyede tutan bir frenleme sistemi mümkün değildir. Bu yüzden güvenlik sisteminin kontrolsüz aşırı hızlanma durumlarına çok hızlı cevap verebilmesi çok önemlidir. Kontrolsüz aşırı hızlanma durumlarına kesin çözüm iki şekilde olabilir. Birincisi, rotasyonel kanat hızının ivmelenerek güç üretiminde aşırı bir artmanın sağlandığı rüzgar şartlarına kanatların dayanabilecek mukavemette ve dinamiklikte yapılabilmesi, ikincisi ise tehlikeli seviyelere yükselen devir hızının korunabilmesidir. [3] 3. KONTROLÖR RT kontrolörü, RT'nin çalışma şartlarını devamlı olarak denetleyen, istatistikleri toplayan belirli sayıda bilgisayardan oluşmaktadır. Ayrıca kontrolör, RT'nin içerdiği butonları, hidrolik pompalan, valfları ve motorları da denetler. RT'nin boyutları büyüdükçe kontrolörün önemi de aynı ölçüde artmaktadır. Kontrolör sistemi, telefon hattı üzerinden veya diğer haberleşme sistemleri aracılığıyla rüzgar türbini operatörü ile iletişime geçebilir. Herhangi bir yerden RT'ni telefonla veya başka bir aracı sistemle arayarak istatistikleri alıp o andaki durum ile kıyaslama yapmak mümkündür. Rüzgar santrallerindeki türbinlerden birisi verileri toplamak için veya denetlemek için bilgisayarlar ile donatılır. Genellikle rüzgar türbini kulesinin tabanında ve üstünde bir kontrolör ünitesi bulunur. Son yıllardaki RT modellerinde kontrolörler arasındaki iletişim fiber optik sistemlerle yapılmaktadır. Bazı modellerde ise rotor göbeğine üçüncü bir kontrolör yerleştirilmiştir. Bu kontrolör genellikle göbekteki kontrolör ile iletişime geçerek ana mildeki fırçalar ve bileziklere bağlı olan bir kablo üzerinden seri iletişimler kurar.fl] Bilgisayar birçok elektroteknik cihaz, kontaktörler, anahtarlar, sigortalar vb. ile beraber kontrol kabinine yerleştirilir. Kontrolörden beklentiler çok sayıda farklı bileşenden oluşan karmaşık bir yapı içinde sonuçlandırılır. Dolayısıyla denetim ne kadar karmaşık bir yapı içerisinde gerçekleşirse hata olasılığı da o kadar fazla olur. Bu sorun, arıza güvenlik denetim sistemi geliştirilerek çözümlenebilmektedir. Ayrıca kontrolörün de kendi kendisini kontrol etmesini sağlayan iç kontrol sistemi geliştirmek de mümkündür. [3] Şekil 3. CU(Centrifugal Release Unit)'nın iç görünüşü[3] Arıza güvenlik sistemlerinde algılayıcıların gerekli olduğu kadarıyla sınırlandırılması şarttır. Modern rüzgar türbinlerinde 100 ile 500 arasındaki parametre değerlerini herhangi bir yerden monitörle takip etmek mümkündür. Kontrolör aşağıdaki parametreleri analog olarak ölçer. [1] Üç faz gerilimi Üç faz akımı Bir faz frekansı Göbek içi sıcaklığı Jeneratör sıcaklığı Dişli kutusunun yağ sıcaklığı 139

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Dişli yatağı sıcaklığı Rüzgar hızı Yalpalama açısı Düşük hızda rotasyonel mil hızı Yüksek hızda rotasyonel mil hızı RT çok yüksek rotasyonel hıza ulaştığında hidrolik valf açılır. Sonra hidrolik yağının kanat uçlarını yerinde tutan hidrolik silindirlerden dışarıya doğru akmasıyla kanat ucu hava frenleri aktif duruma geçer. Kontrolör ayrıca aşağıdaki parametreleri de dijital olarak ölçer. Rüzgar yönü Jeneratör sargılarındaki sıcaklık Valf fonksiyonu Titreşim seviyesi Güç kablosu burkulması Acil fren devresi Hidrolik pompaların ve diğer sistemlerin esnemeden dolayı aşırı ısınması Fren ayarı Merkezkaç ayırma işlemi[l] Kontrolör rüzgar hızını güce bağlı olarak denetler. Eğer bir periyotluk düşük rüzgar esnasındaki üretilen güç çok fazla ise veya yüksek rüzgar esnasındaki üretilen güç çok az ise kontrolör RT'ni durduracak ve rüzgar ölçüm hatasını gösterecektir. Rüzgar ölçüm hatası genellikle ya elektriksel bağlantıda ya da anemometre yatağında oluşabilecek arızalardan meydana gelmektedir. RT'nin rüzgar ölçüm hatası ile işlemeye devam etmesi imkansızdır. Çünkü rüzgar hızı ile güç üretimi arasında fonksiyonel bir bağıntı vardır. RT'nin rüzgar enerjisinden elektrik enerjisi üretmeye başladığı rüzgar hızına "nominal rüzgar hızı", RT'lerinin modellerine göre devreye girebileceği en düşük hıza "devreye giriş hızı", belli bir rüzgar hızından sonra ise güvenlik nedeni ile devreden çıktıkları hıza da "devreden çıkış hızı" denmektedir. Nominal rüzgar hızından daha yüksek veya daha düşük rüzgarlarda anemometreler vasıtasıyla kontrol ünitesi devreye girmektedir. [4], Kontrolör için başka bir güvenlik sistemi tekrarlı sistemlerdir. Mekanik merkezkaç birimleri buna iyi bir örnektir. Bu birimler kontrolörün hız ölçüm sisteminde hata olsa bile, rotasyonel kanat hızını ve aktif frenleme sistemlerini kontrol ederler. RT'lerinde genellikle iki adet merkezkaç anahtarlama birimi kullanılır. Bunlardan birisi RT'nin göbeğinde yer alan hidroliktir ve CU (Centrifugal Release Unit) şeklinde adlandırılır. Şekil 4. Dişli kutusunun yüksek hız miline yerleştirilen HCU[3] Bundan sonra kontrolör veya hidrolik sistemin hangi konumda olacağı önemli değildir. Basınç silindirlerde devam etmeyecektir ve servis elemanı merkezkaç anahtarlama elemanını manuel olarak resetleyene kadar hava frenleri aktif halde kalmaya devam edecektir. [3] Hidrolik merkezkaç anahtarlama (CU) biriminin avantajı, kontrolör ve hidrolik sistemden tamamen bağımsız olmasıdır. Ayrıca hayati önem taşıyan dizayn hatasının neden olduğu kontrolsuz aşırı hızlanma ile sonuçlanan durumlara da engel olur. İkinci mekanik merkezkaç birim ise aşırı hızlanma durumlarına karşı dişli kutusu miline sabitlenen elektromekanik birimdir(hcu). RT aşırı hızlandığında mekanik frenleme sistemi ve hava frenlerinin manyetik valfına elektrik akımının geçişini sağlayan iki küçük kol dışarıya doğru fırlayarak frenleme sistemlerini harekete geçirecektir. Hava freni ve mekanik fren valflerinin kapalı pozisyonda devam etmesi için elektrik devresinin kapalı devre pozisyonda olması gerekmektedir. Bu sistem hata güvenlik sistemi olarak adlandırılır. Elektrik devresinin şebeke ile bağlantının kesilmesi yada kontrolör tarafından olabilecek bir elektrik kesintisi 140

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi dolayısıyla valfler açılacak ve frenleri aktif hale geçirerek RT'nin yavaşlamasını ve durmasını sağlayacaktır. HCU devre kesimini mekanik olarak yapabilir ve bu suretle her iki frenleme sistemimde harekete geçirmiş olur. RT'nin göbeğine monte edilen CU ise yalnızca kanattaki hidrolik sistemi keser. HCU bu yüzden daha üstündür. Bunun yanı sıra CU kendi ekstra valf sistemine sahiptir. Her iki mekanik merkezkaç birimi de nominal rotasyonel kanat hızına göre ayarlanır. Diğer yandan, mekanik merkezkaç birimleri sadece bakım testi için de tasarlanabilmektedir. [3] üzerinden yaklaşık 90 derece döndürülmesi ile gerçekleşmektedir. [1] 4. HİDROLİKLER Hidrolik sistem frenleme sistemlerini çalıştırırken, kontrolör de güvenlik sisteminde hangi işlemlerin sonuçlandırılacağına karar verir. Bir hidrolik sistemde basınç altındaki sıvı, belirli bileşenleri hareket ettirmekte kullanılır. Bu sıvıya hidrolik yağ denir. Çalıştırma basıncı yaklaşık 1 Bar'dır. Hareket eden bileşenler ise hidrolik silindirlerdeki pistonlardır. 50 mm'lik hidrolik silindirde 100 bar'hk basınç altındaki bir piston 2 ton kuvvet üretir. Pervane ucu freni ve mekanik frenin her ikisindeki hidrolik sistemler aynı zamanda hata güvenlik sistemleridir. Mesela RT'nin çalışması için hidrolik yağa ihtiyaç vardır. Hidrolik sistem, RT çalışmaya başladığı andan itibaren basınç uygular, duracağı zaman ise basıncı keser. İstenen basınç seviyesi bir pompa ile elde edilene kadar basınç uygulanır ve sonra basıncın aynı seviyede kalması sağlanır. Ayrıca sistem yedek basınç tankına sahiptir. Yağ basınç alttında olduğu zaman piston havayı sıkıştıracak ve dolayısıyla tüm sistem çalışmasını sürdürecektir. Mekanik frenden ve pervane uç freninden basıncın uygulanması manyetik valfler ile gerçekleştirilir. Manyetik valfler elektromıknatısın kullanımıyla kapalı pozisyonda tutulur ve elektrik akımı olmaksızın otomatik olarak açılarak devre açma işlemini yerine getirirler. 5. PERVANE UÇ FRENLERİ Pervane uç frenleri, pervane kanadının kendi boylamsal ekseni boyunca bir karbon mil Şekil 5. Pervane uç freninin görüntüsii[3] Pervanenin kanat ucu, kanadın ana gövdesi içersindeki mil yatağına bağlanan bir karbon fiber miline sabitlenir. Kanat içersindeki milin son kısmındaki mekanizma, kanat ucunun herhangi bir dış harekete maruz kaldığında dönmesini sağlar. Ayrıca milin içersinde çelik bir tel vardır. Bu çelik tel kanat ucundan göbeğe kadar uzunlukta olan bir tüp içersinden geçirilerek göbeğe bağlanır. Çalışma esnasında pervane kanadının ucu, göbek içersindeki hidrolik silindir tarafından ana kanadın hızında döner. Pervanenin kanat ucunun ana kanat gövdesi ile aynı hızda dönmesi, çelik telin yaklaşık 1 tonluk kuvvet ile çekilmesi ile gerçekleşir. Herhangi bir nedenle RT'ni durdurmak gerekirse, silindirdeki yağ boşaltılarak harcanan güç kesilir. Bu suretle merkezkaç kuvveti ile kanat ucu dışarıya doğru itilir ve uç muindeki mekanizma kanat ucunu 90 derece frenleme pozisyonuna doğru döndürür. Hidrolik yağın boşalması küçük bir delik ile sağlandığı için hidrolik yağ tamamen boşalana kadar pervane yavaşça dönmeye devam eder. Böylelikle frenleme yavaş bir şekilde gerçekleştirilerek bu esnada oluşabilecek aşırı şok etkiside önlenmiş olur. Görüldüğü gibi, türbinin çalışmaya devam edebilmesi için aktif bileşenlere (yağ basıncı) gerek vardır. Yani oluşturulan sistem hata güvenlik sistemidir. [3] 141

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 6. MEKANİK FREN Mekanik fren, aerodinamik frenleme için bir güvenlik sistemi olarak kullanılır ve türbini stall kontrolü durumunda durdurur. Türbinin pitch kontrolü durumunda mekanik fren sistemine nadiren ihtiyaç duyulur. Mekanik fren dişli kutusuna yerleştirilen bir diskten oluşmaktadır. Fren diski çelikten yapılır ve mil üzerine sabitlenir. Asıl frenlemeyi yapan bileşen fren pergelidir (brake caliper). Benzer şekilde bu sistem de bir hata güvenlik sistemidir. Frenleme sistemini olabilecek arızalara karşı korumak için hidrolik yağ basıncı gerekmektedir. Yağ basıncı olmadığında, fren blokları fren diskini sıkıştıracaktır. Frenleme, fren bloğu ile disk arasındaki sürtünmenin bir sonucudur. [1] Fakat günümüzde RT boyutlarının büyümesiyle üreticiler RT'nin çalışmasına etki edebilecek daha çok olanaklar sunan Pitch kontrol sistemini daha fazla tercih etmektedirler[5] 7.1. Pitch Kontrol (Adım Kontrolü) Pitch kontrol aktif bir kontrol sistemidir ve jeneratör gücünden gelen giriş sinyaline ihtiyaç duyar. Jeneratör gücü nominal gücün üstüne çıkarsa, rotor kanatları daima kendi uzunlamasına ekseni boyunca döndürülür. Başka bir deyişle, giren hava akışının hücum açısını azaltmak için pitch açısını değiştirir. Hücum açısının azaltılması rotor kanatlarını döndüren aerodinamik kuvvetleri azaltır ve rüzgardan dolayı türbinin güç eldesini azaltmış olur. Nominal rüzgar hızından daha yüksek olan tüm rüzgar hızları için, minimum olanı nominal güç üretimine ihtiyaç duyar. Türbinin yalnızca nominal güç üretmesi için pitch açısı bu yolla seçilir. Tüm rüzgar şartlarında, pervane profili etrafında akış, yüzeye bağlı durumdadır. Böylece çok küçük çekme kuvvetleri altında aerodinamik kaldırma üretilir[5]. Şekil 6. Mekanik fren [3] 7. GÜÇ KONTROLÜ Pervanedeki aerodinamiksel kuvvetlerden dolayı, RT rüzgar akışının kinetik enerjisini rotasyonel mekanik enerjiye dönüştürür. Bu aerodinamiksel kuvvetler rotor kanatları boyunca elde edilir. Hava akış hızının artışı ile beraber gücün ikinci kuvveti ve rüzgar hızı gücünün üçüncü kuvvetinden elde edilmiş enerjisi ile aerodinamik kaldırma kuvvetleri büyür. RT'nin enerji iletim sistemlerinde çok etkili rotor güç kontrolü, mekanik ve elektriksel aşırı yüklemelere karşı sistemi korur. [5] Modern rüzgar türbinlerinde güç üretimini jeneratörün nominal gücünde sınırlandırmak için iki farklı aerodinamik kontrol prensibi kullanılır. Bunlardan pasif olanına "Stall kontrol", aktif olanına da "Pitch kontrol" adı verilir. Geçmişte çoğu büyük ve orta büyüklükteki RT jeneratör sistemleri daha basit olan Stall kontrol sistemini kullanmaktaydı. Şekil 7. Profil etrafına bağımlı hava akışı [5] Pitch kontrollü türbinler stall kontrollü türbinlerden daha gelişmiştir. Çünkü pitch açısı değiştirme sistemine ihtiyaç duyarlar. Pitch kontrolün avantajları: Tüm rüzgar şartlarında aktif ve düşük güç kontrolüne olanak tanır. Hafif hava yoğunluğu şartlarında bile nominal güce ulaşırlar. Aynı şartlar altında daha yüksek enerji üretimi Pitch açısı değiştirme sistemi ile daha basit çalıştırma Acil durumlar için güçlü fren sistemine ihtiyacın olmaması. Nominal yükün üzerinde artan rüzgarlarla hafifleyen pervane yükü 142

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Aşın rüzgarlarda düşük yük olması için rotor kanatlarının kılıçlama pozisyonunda olması (feathering position) Hafif pervane kütlesi ile daha hafif RT [5] r»t»d -P nominal V kesme V nominal Rüzgar Hızı Şekil 10. Stall kontrollü bir rüzgar türbininin güç eğrisi. [5] V kesme V nominal Rüzgar Hızı Şekil 8. Pitch kontrollü bir rüzgar türbininin güç eğrisi 7.2. Stall Kontrol (Perdovites kontrolü) Hava akımının az veya hücum açısının fazla olması dolayısıyla pervane kanadının kaldırma kuvvetinin azalıp havada asılı kalmayacak hale gelmesi olayına stall veya perdovites adı verilmektedir [ 6]. ' i*. * / t* Şekil 9. Profil etrafındaki ayrık hava akışı Stall kontrol rüzgar hızma tepki veren pasif kontrol sistemidir. Pervane kendi pitch açısına sabitlenir ve kendi uzunlamasına ekseni boyunca dönmesi engellenir. Pitch açısı ise, nominal rüzgar hızından daha yüksek rüzgarlarda pervane profili etrafındaki akışın pervane yüzeyinden ayrılması yolu ile seçilir. Böylelikle aktif kaldırma kuvvetleri azaltılırken çekme kuvvetleride arttırılmış olur. Daha düşük kaldırma ve daha yüksek rotasyonel çekme, rotor gücünün daha çok artması yönünde hareket eder. Nominal rüzgar hızından daha yüksek rüzgar şartlarında pervane profili etrafındaki hava akışı pervane yüzeyinden kısmende olsa ayrılır. Böylece daha az kaldırma ve daha çok çekme kuvvetleri üretilir. Stall kontrol Pitch kontrolden daha basittir. Çünkü stall kontrolde pitch açısı değiştirme sistemine ihtiyaç duyulmaz. Pitch kontrollü rüzgar türbinleri ile kıyaslama yapılacak olursa : Pitch açısı değiştirme sistemine ihtiyaç duyulmaz Daha basit rotor göbek yapısı Hareketli parçanın daha az oluşundan dolayı daha az bakım gerekliliği Güç kontrolünde yüksek güvenirlik Dünyada stall kontrol hala geçerliliğini sürdürmektedir. Çoğu üreticiler genellikle şebekeye direkt bağlı olan ve sabit rotor hızına ihtiyaç duyan asenkron jeneratörün kullanıldığı basit güç kontrolünü kullanırlar!5]. Son yıllarda stall ve pitch kontrolün bir karışımı olan "Aktif Stall Kontrol" adı verilen kontrol sistemi kullanılmaktadır. Aktif stall kontrol sistemin de ise pervane pitch açısı stall yönüne doğru döndürülür. Dolayısıyla kılıçlama pozisyonuna(feathering position) doğru döndürülmez. Yani normal pitch sistemleri gibi yapılır. Bu sistemin avantajları ise : Çok küçük pitch açısı değiştirilmesine ihtiyaç duyulur Olası düşük güç şartlan altında güç kontrolünün sağlanması (düşük rüzgarlarda) Büyük rüzgarlarda küçük yük sağlamak için pervanenin kılıçlama durumu pozisyonunda olması[5]. 143

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 7.3. SONUÇ RT'lerinde kontrol ve güvenlik sistemleri RT'ni tehlikeli durumlardan koruyan kapsamlı bir sistemin parçalarını oluşturan bir çok farklı bileşenden oluşmaktadır. Bu sistem, karmaşık bir yapı içersinde en az hata ile yapılan ölçümlerden gelen sonuçlan değerlendiren kontrolör ve kontrolörün karar mekanizmasıyla devreye giren fren veya yavaşlatma sistemleri olarak özetlenebilir. RT'nin çalışması esnasında oluşabilecek her türlü problemin anında giderilmesi, RT imalatçıları için talep artışı açısından da oldukça önemlidir. Bir RT'ninde olabilecek en tehlikeli durum, yüksek rüzgar periyotları esnasında RT'nin kendiliğinden nominal hızının çok üstüne çıkmasıyla başlar. Planlı bir kontrol mekanizması olmadığı sürece türbini durdurabilecek seviyeye getirmek imkansızlaşabilir. Bu esnada türbinin ürettiği güç çok yüksektir ve kontrol edilemediği yada türbin pervanesinin dayanamadığı durumda hayati tehlike arz etmektedir. Bu gibi tehlikeli durumlardan korunmak için güvenlik sistemi kontrolsuz aşırı hızlanma durumlarına çok hızlı ters tepki verebilecek etkiye veya sisteme sahip olmalıdır. Kontrolsuz aşırı hızlanma koşullarından kurtulmanın iki temel yolu vardır. Birincisi, rotasyonel pervane hızının nominal hızın üstüne çıkarak ivmelendiği ve güç üretiminin de arttığı durumlara karşı dayanabilecek pervane dizayn edilmesi, ikincisi ise bu şartlarda, yani devir hızının tehlikeli durumlara geldiği durumlarda, pervane devir hızının kontrol altına ahnabilmesidir. Rüzgar türbinlerinin normal çalışmasının gözetim altına alındığı ve bunun için bazı istatistiklerin elde edilip ölçüm sonuçlarının değerlendirildiği birim kontrolördür. Kontrolör mikrobilgisayarların kullanımına dayandırılır. Bazı kontrol sistemlerinde mikrobilgisayarlar endüstriyel kullanımlar için özel olarak dizayn edildiğinden normal PC'lerden daha yüksek işlemci kapasitesine sahip olabilmektedirler. Güvenlik sistemleri, iç donanım hatalarından dolayı oluşabilecek arızalara karşın güvenlik önlemi için mümkün olduğunca az bileşenli olmalıdır ve kontrol sisteminde kullanılacak algılayıcılar optimum gereklilikler sağlanarak seçilmelidir. Güvenlik sisteminde frenleme işlemini başlatan ve çalıştıran mekanizma hidrolik sistemdir. Hidrolik sistem, frenleme sistemlerini çalıştırırken kontrolörde güvenlik sisteminde hangi işlemin uygulanacağına karar verir. Fren sistemleri genellikle Mekanik ve Pervane Uç Freni olarak iki mekanizmadan oluşmaktadır. Uç freni pervane uçlarında belli bir mesafeden başlayarak, bir mekanizmanın pervane kanat ucunu hava akış yönüne göre pervaneyi fenleyecek şekilde döndürülmesini sağlamasıyla oluşurken, mekanik fren ise; pervane milinin dişlisine yerleştirilen ve fren diski adı verilen diskin fren bloğu ile sürtünmesi ile gerçekleşen bir frenleme veya yavaşlatma sistemidir. RT'nin dizaynı esnasında güç kontrolü için önlem alınması gereklidir. Bu aşamada RT'nin mekanik ve elektriksel aşın yüklenmelere karşı sistemi koruyabilecek şekilde tasarlanması gerekir. KAYNAKLAR 1. "Power Control of Wind Turbines", "Wind Türbine Safety" "The Electronic Wınd Türbine Controlor" http://www.windpower.dk 2. Uyar, S, T.,Erdallı,Y.,Kenger,Z.,Fığlalı,A., "Türkiyede Rüzgar Enerjisi Kullanım Seçeneklerinin Belirlenmesi" Türkiye 4. Enerji Kongresi 17-21 Kasım 1986 İzmir 3. "The Wind Türbine Companents and Operation",Bonus Info, Autumn 1999. 4. Durak,M. " Rüzgar Enerjisi Teknolojisi ve Türkiye Uygulaması, Akhisar Rüzgar Elektrik Santralı" Yüksek Lisans Tezi. 17.01.2000 5. "Wind Energy Information Brochure", German Wind Energy Instıtute, DEWI, June 30 th, 1998. 6. Tığrak, A. "Havacılık Sözlüğü", Çağlayan Kitabevi 1980, 1. Baskı.,Beyoğlu İstanbul. 144

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi RÜZGAR ENERJİSİNDEN OPTİMUM FAYDA SAĞLAYAN BİR RÜZGAR TÜRBİNİ PERVANESİ Heybet ELDAROV, Suat CANBAZOĞLU, Cem ONAT İnönü Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Makine Mühendisliği Bölümü, 44069 MALATYA tlf:04223410010 heldarov@inonu.edu.tr, scanbazoglu@inonu.edu.tr, conat@inonu.edu.tr ÖZET Rüzgar türbinlerinde önemli bir konu da türbin milinin devir sayısının sabit tutulmasıdır. Bu konu ile ilgili olarak yaptığımız teorik inceleme sonucunda, her bir kanadın kendi ekseni etrafında dönebilecek şekilde dizayn edilip, sisteme stabilizasyon mekanizması eklenmesi ile, değişken rüzgar hızları ile kanatların eşgüdümlü olarak dönmesi sağlanmaktadır. Bunun sonucunda da grafik olarak da gösterdiğimiz gibi rüzgar türbini milinin sabit devir sayısında dönmesi sağlamlabilmektedir. ABSTRACT in wind turbines, another important point is fixing the rotation velocity of turbine's axis. Af ter our theoritical research for this subject, following result is found. Wind turbine's axis is rotated at constant rotation velocity, when each blade designed rotating around its axis, stabilization mechanizm is added to system, and blades rotate in parallel with vanable wind speeds. GİRİŞ Son yıllarda dünyanızdaki en önemli sorunlardan biri olan çevresel kirlilik ve küresel ısınmanın önünü almak amacı ile alternatif enerji kaynaklarından istifade etmek ve bunları geliştirmek büyük önem arz etmektedir. Alternatif enerji kaynaklarından biri olan rüzgar enerjisinden faydalanmak yani rüzgar enerjisi çevrim sistemleri ile elektrik enerjisi üretilmesi, diğer konvansiyonel usuller ile üretilen enerji miktarı oranının azalması bakımından, çevre kirliliğinin önüne geçilmesinde büyük önem taşır. Bunun içindir ki araştırma yaptığımız bu konu günümüzün en fazla önem verilen konularından biridir. 1. PROBLEMİN TANIMI Rüzgar enerjisi çevrim sistemlerinde jeneratör milinin devir sayısının stabilizasyonu önemli bir olgudur. Stabilizasyonu sağlayan mekanizmanın amacı ani rüzgar hızı artışlarında ve fırtınalarda sistemimizi korumak ve daha önemlisi jeneratör milinin sabit devirde dönmesini sağlamaktadır [1]. Yüksek rüzgar hızlarında sistemi koruyan stabilizasyon mekanizması ayrıca da rotor devrini sürekli sabit olarak muhafaza etmelidir. Bu mekanizma değişen rüzgar hızlarına karşın rüzgar türbininin devrini optimal seviyede kalmasını sağlamalıdır. Bu mekanizmanın doğru bir şekilde hesabını yapmak için rüzgar türbini pervane kanatlarına etki eden kuvvetleri iyi bir şekilde analiz etmek gerekir. Ancak yapılan konstrüksiyonlar sadece mekanik özellikler bakımından ele alınmaktadır [2,3,4]. Mekanik özelliklere bağlı kalınarak yapılan hesaplamalarda sadece rüzgar-kanat etkileşimi ile oluşan aerodinamik kuvvetlerinin hesaba katıldığı yöntemden oldukça farklı sonuçlar vermektedir. Bu fark rüzgar hızının büyük değerinde kendini daha çok hissettirir. Rüzgar türbini stabilizasyonu için bu çalışmamızda yaptığımız teorik incelemenin amacı; rüzgar türbini mili devrinin optimal stabilizasyonunu sağlayacak mekanizmaya, kanat parametrelerinin ve kanatta oluşan kuvvetlerin etkisinin belirlenmesidir. Bunun için başlangıçta rüzgar türbini kanatlarının arasından geçen havanın aerodinamik özelliklerini analiz etmek gerekir. 145

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 2. TEORİ Rüzgar pervanesinin giriş ve çıkışı için Bernoulli denklemi aşağıdaki gibi yazılır. burada (p 1 rüzgar pervanesinin açısal hızıdır. Denklem 6'daki ifadeyi denklem 3'de hesaba katarsak, 2-g (D Burada P g, P ç, V g, V ç sırası ile rüzgar pervanesinin giriş ve çıkışındaki basınçları ve hızlan, a havanın yoğunluğunu ve g ise yerçekimi ivmesini göstermektedir. V g < V ç ve P ç < P g olduğundan kanatların yüzeyleri etrafında, rüzgann oluşturduğu kuvvetler rüzgar pervanesini rotor göbeği etrafında döndürmeye çalışır. Rüzgar pervanesinin süpürdüğü alana rüzgarın yönünde etki eden kuvvet ise, = (P-P r )h-rcos<pda (2) olur. Denklem l'deki ifadeyi denklem 2'de hesaba katarsak, denklem 2'deki bağırtı aşağıdaki hale gelir. x -.tg 2 (p-vg 2 )-hr-cos(pd(p V g hızı rüzgar hızı olduğundan (V g - V r ), d F h R ( 2g -V 2 cos(p-dç) df = h-r[r 2 V 2 '. 2 -V 2 cosç-d(p] cos (p d(p cos cp cos (p cos(p-d<p) (7) = -h-r-[r 2 -<p' 2 \{R ı -(p? -V?)-cos(p-d(p] 2g ve nihayet, = (yg 2 -Vç 2 )hrcos<pd<p 2g (3) Burada h = (R-r) kanatların boyu, R rüzgar pervanesinin süpürdüğü alanın yançapı, r rotor göbeğinin söz konusu alan üzerindeki iz düşümünün yan çapı, (p ise pervanenin ani dönme açısıdır. y. 2.(p u, 2, -(R 2 -ç' +V 2 )sinq)]- E* 2-g n n (8) -[ln 71 -sin(p]-n ) Rüzgar pervanesinin kanatlan arasındaki rüzgar akımının süreklilik denklemini yazacak olursak. (4) Burada V, rüzgar hızının teğetsel hız bileşenidir. (5) Denklem 5'de verilen ifadeyi denklem 4'de hesaba katarsak, rüzgar hızının eksenel yöndeki kısmı V ç aşağıdaki gibi alınır. V ç =R(p ı -tg(p (6) -V r 2-sin</)} + -h-r-v 2 -sin, (9) Denklem 9'da elde ettiğimiz ifade gösteriyor ki rüzgar türbini rotorunun devir sayısı (n) ile rüzgar hızı (V r ) arasındaki oranı tayin edebilirsek kanatlara etki eden kuvvet ile rüzgann hızı arasındaki oranı tayin etmiş oluruz. Bunun için kanatların arasından geçen havanın debisini hesaplarsak, = Kn (10) olur [5]. Debi ifadesini aerodinamik olarak aşağıdaki gibi de yazabiliriz. = SV r (11) 146

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Denklem 10 ve 11 bağıntılarının süreklilik gereği eşitliğini yazarsak, -n = S-V r K (12) = -h-r-{0.01l-r 2 -[ha--n 2-g 4 1 V r -ctg0] 2 -V?-sinç>) n-(r-r)' sincp] (14) buluruz. Burada S alanı, pervanenin süpürdüğü alanın z sayıdaki kanatların arasındaki kısmıdır. 5=/* (2-n-r orl -sinp-öz)dr S = n (R 2 - r 2 ) -sin /3 -b z (R- r) Yukarıdaki son ifademizi denklem 12'de yerine koyarsak, n-(r 2 -r 2 )-sinl3-b-z-(r-r) T/ AZ -.^ ^ _^^ _^ y K bulunur. Kanatlar arasında kalan kısmın hacmi ise, V = K = S-l _ 2-n-(R-r)/2 ctgfi olduğu için, -b-z-(r-r)] n-(r-r) ctgp olur. Bunun için, n = n-(r-r) ctgp ' n-(r 2 -r 2 )-sinp-b-z-(r-r) ] V r n.(r-r)\ buradan da, -V V r n-(r-r) r (13) denklemi elde edilir. Elde ettiğimiz bu denklemi denklem 8'de yerine koyarsak, denklemi ortaya çıkar. Dikkat edilirse, pervane düzlemindeki hava, pervanenin dönmesi ile birlikte eksenel öteleme hareketinin yanı sıra dönel harekette kazanır ve pervane düzleminden ayrılır, bu sebepten dolayı dönme açısı olan cp, rüzgarın hücum açısı olan 3'ya eşitliğini kabul etmek mümkündür. Bu halde 14 denkleminde, (p açısı konstrüktif bir parametre olarak alınabilir. Rüzgar pervanesini harekete geçiren burulma moment, M =FRcos<p veya (p = 3 eşitliğini kabul ettiğimizden; M =-l R 2 V 2 {0.011/ü 2 \ntg n sin 1 V r -ctgp\ -sinp)-(r-r) Tt-(R-r) cosp (15) -R 2 -V 2 -sin^cos)3 (16) Yukanda yazdığımız burulma moment denklemi bize, rüzgar hücum açısı (3'nın sabit kalması durumunda, yüksek rüzgar hızlannda burulma moment değerinin çok yüksek değerlere ulaşacağını gösterir. Bu sebeple rüzgar türbini pervanesi yüksek rüzgar hızlannda olumsuz etkilere maruz kalır. Bunu dikkate alarak tasanmımızı, kanatların kendi ekseni etrafında dönebilecekleri şekilde yaparsak V r rüzgar hızı teoride sonsuza doğru gittikçe P hücum açısı da 90 'ye dolayısı ile de cosp değeri de sıfır değerine yaklaşacaktır. Böylece de rüzgar türbini milinin devir sayısını belirli bir değerde sabit tutmak mümkündür. Bu şartlann sağlanabilmesi için kanatlan birbirini tamamlayan iki sinüsoidal eğrisinden oluşan elastiki eleman arasında düşünebiliriz. Rüzgar 147

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi hızı arttıkça elastik elemente etki eden ilave F m kuvveti oluşur ve kanatlar kendi eksenleri etrafında hücum açısı P'dan (3 1 açısına kadar değişir. Kanadın kendi ekseninde, rüzgar hızının değişimine göre yaptığı bu dönme hareketi, rüzgar pervanesinin devir sayısı önceden tasarlanan optimal değerine eşit oluncaya kadar döner. Rüzgarın hızı azaldıkça F m kuvveti de azalır ve elastik element kanatlan çıkış yönüne doğru döndürür. elementin deformasyon yer değiştirmesini bilmek gerekir. Şekil l'de gösterilen bu elementin yer değiştirmesini (y) aşağıdaki gibi belirlemek mümkündür. F m kuvvetini tayin etmek amacı ile bu kuvvetin etkisiyle kanatlar p, açısına kadar dönerken M n -8p kadar iş yapar. Aynı zamanda kanatlann uçlan 8 y kadar yer değiştirmiş olur ve F m -S kadar iş yapılmış olur. Yapılan bu işler birbirine eşit olacağından, M n -8 p =F m -8 y (17) yer değiştirmeler de uygun olmalıdır. Bu halde y 8 y n/2 <5 ; buradan, n/2 (18) ö f (19) yazabiliriz. Denklem 19'u denklem 17'de hesaba katarsak; Şekil 1 Elastik Elementteki Yer Değiştirmelerin Gösterimi < = LÜ -Dil =A-sink-l-l (23) F Burada q, elastik elementin hareketli B ucuna tesir eden çok küçük yapıntılı olan kuvvettir, l/k elastiklik modülüdür (E), j atalet momentidir ve y ise bunlar ile F kuvveti arasındaki ilgiyi ifade eden mesafedir. n 2-y (20) elde ederiz. Elastik elementin saat dönüşünün tersi istikamette p açısından p, açısına kadar dönmesi için gerekli kuvvet-moment oranı aşağıdaki gibi yazılır. M n =F-y (21) Denklem 21 ifadesini denklem 20'de yerine koyarsak, (22) olur. Elastik elementin konstrüktif parametrelerini tayin etmek için, söz konusu veya (24) olur. Elastik element sinüsoidin bir parçası olduğundan D noktasındaki teğet B-C doğrusuna paraleldir. Bu halde, dy F = A-k-cosk-l = dx q buradan da, 148

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Flq k -cosk -I (25) elde edilir. Denklem 25 ifadesini denklem 23'de hesaba katarsak y yer değiştirmesini tayin ederiz. tgk-l -I (26) Denklem 14 ve 26 ifadelerini denklem 21 ifadesinde hesaba katarsak M n 'nin denklemini yazabiliriz. M -sin/3 n = \Q.OU-R-\\ntg n 1 V r -ctgp\ -JL-.h-R-V? si n-(r-r) I 2-g F-tgk-l h-r (27) q-k I 2-g Denklem 13'e dayanarak, rüzgar hızı değişimi ile hücum açısı arasındaki oran şekil 2'de, hücum açısı ile rüzgar hızının eşgüdümlü olarak değişmesi ile rotor devrinin sabit kalması şekil 3'de gösterilmiştir. Şekil 2 ve şekil 3'den de anlaşıldığı gibi rüzgar hızı arttıkça kanatlara tesir eden kuvvette artmakta, aynı zamanda rüzgarın hücum açısı 90 'ye yaklaşırken sonuçta rotor milinin dönmesini sağlayan burulma momenti sabit kalır. 90 160-150- 140-130- 120-110 100-45 90-80- 70-60- 50-40- 30- ' 20-10- 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 v m Şekil 2 Rüzgar hızıyla cp açısının değişimi 3. SONUÇLAR î n (dev/dk) Sonuçlar rüzgar hızının 3-40 m/s değerleri için yaptığımız hesaplamalara dayanır. Hesaplamalar gösteriyor ki rüzgar hızının değişmesi ile eş zamanlı olarak hücum açısının otomatik değişmesi, rotor milinin devir sayısını sabit tutmayı mümkün kılmaktadır. Yine hesaplamalar gösteriyor ki kanatlara etki eden kuvvetin artması, pervanenin kırılmasına sebep olabilmekteyken stabilizasyon mekanizmasının kullanılması ile yani rotorun sabit devir sayısında dönmesinin sağlanması halinde rüzgar türbininin uzun ömürlü olması sağlanmaktadır. 1 8,98 V r (m/s) 2.1 10.5 21 Şekil 3 Devir sayısının (p açısının rüzgar hızı ile eşgüdümlü olarak değişmesiyle sabit kalması 149

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi KAYNAKLAR [1] Ya. N. Şefter, İ. V. Rojdestvenskiy, Poluavtomatiçeskie stantsii s inertsionnım akkumlyatorom, Vestnik sel'skohozyay stveunoy nauki, 1958, No 12 [2] Y. M. Fateyev, Vetrodvigateli, i vetroustanovki, Moskova, Selhozgiz, 1956 [3] Ya. N. Şefter, Vetroenergetiçeskiye agregati, Moskova, Maşinostroyeniye, 1972 [4] Ya. N. Şefter, İ. V. Rojdestvenskiy, Vetronasosniye u Vetroenergetiçeskiye agregati, Moskova, Kolos, 1967 [5] N. G. Farzane, A. M. Mehdiyev, Turbiniye rashodomeri s avtomatiçeskoy korrektsiyey pokazaniy na izmeneniye vyazkosti potoka, Neftigaz, 1995, No 3 150

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi ORTALAMA RÜZGAR HIZI OLCUM ARALIKLARININ RÜZGAR ENERJİSİ YOĞUNLUĞU HESAPLAMALARINA ETKİSİ Barış ÖZERDEM, Fatih BACAKSIZ, Zafer İLKEN İzmir Yüksek Teknoloji Enstitüsü Makine Mühendisliği Bölümü Tel: 0 232 4986519 e-mail: ozerdem@likya.iyte.edu.tr ÖZET Bu çalışmada, öncelikle, rüzgar hızlarını ölçüp kaydetme sırasında kullandığımız ortalama alma periyotları incelenmiştir. Daha sonra, bu ortalama alma periyotları enerji yoğunluğu hesaplamalarına taşınarak, buradaki etkileri belirlenmeye çalışılmıştır. Rüzgar hızları 1 saat içerisinde her 10 dakikada bir alınan değerlerin ortalaması şeklinde elde edilmişlerdir. Ölçümler, İzmir Yüksek Teknoloji Enstitüsü Kampus alanı içerisinde bulunan gözlem istasyonu direğinin, 10 metre ve 30 metre seviyelerinde yapılmıştır. Bu verilerle periyotları 1 saat, 6 saat, 12 saat, 24 saat ve 1 ay olan 5 ayrı veri seti meydana getirilmiştir. Çalışma sonucunda, ortalama rüzgar hızı ortalama alma periyoduna bağlı değişmediği görülmüştür. Ancak, ortalama alma periyodu arttıkça hesaplanan rüzgar yoğunluğu azalmaktadır. Ortalama alma periyodu 1 saati aştığı taktirde hata değeri de % 4'in üstüne çıkmaktadır. ABSTRACT in this study, averaging periods used during measurement and recording has been investigated. Then, the effects of these averaging periods conveyed to energy density calculations are tried to be determined. Wind speeds have been recorded in each 10 minutes of period. The measurements were taken from 10 m and 30 m heights of a mast, which was located on the Campus area of İzmir Institute of Technology. 5 data sets with 1 hour, 6 hours, 12 hours, 24 hours and 1 month averaging periods have been obtained. Finally evaluations indicated that average wind speed doesn't change at ali with respect to the averaging period. But, energy density decreases when the averaging period increases. If averaging period exceeds 1 hour, relative error gives above 4% error values. 1. GİRİŞ Hidrolik, rüzgar, güneş, biyokütle gibi isimlerle anılan alternatif enerji kaynakları aynı zamanda yeni ve yenilenebilir enerji kaynakları olarak da adlandırılırlar. Fosil yakıtların zaman içerisinde azalıp tükenecek olmaları, çevreye yaptığı olumsuz etkiler ve dışa bağımlı kaynaklar olmaları yeni ve yenilenebilir enerji kaynaklarının önemini gittikçe artan bir oranda gündeme getirmektedir. Bu enerji kaynaklarından günümüzde kullanımı en yaygın olanı ve teknolojisi en hızla gelişeni rüzgar enerjisidir. Kurulu güç olarak son beş yılda tüm dünyadaki yıllık ortalama büyüme hızı %28 seviyesindedir.2000 yılı sonu itibariyle dünyadaki kurulu güç de 18 449 MW dır. Ülkemizdeki duruma gelince, rüzgar enerjisi-nin Türkiye'deki potansiyeli geçte olsa kavranmaya başlamıştır. Halihazırda kurulu gücümüz 19 MW dır [1]. Rüzgar, sıcaklık gradyanı nedeniyle oluşan basınç farklılıklarının yarattığı bir atmosferik hava hareketidir. Doğal rüzgarların özelliklerinin bilinmesi rüzgar enerjisi sistemlerinin tasarımı, planlanması ve sonuçta da işletilmesi için gereklidir. Bu nedenle, zamana bağlı olarak hızlı değişimler gösteren bir meteorolojik büyüklük olan rüzgar hızının ölçülmesi ve kaydedilmesi çok büyük bir öneme sahiptir. Uygun rüzgar hızı ölçüm cihazlarının kullanılması ve kaydedilen değerlerin istatistiksel değerlendirilmeye tabi tutulmaları ile verimi yüksek bir enerji üretimi sağlanabilir. Bir ölçüm istasyonunda ölçülen diğer temel veriler; rüzgar yönü, sıcaklık, barometrik basınç ve bağıl nemdir [2]. Aerodinamik nedenlerle rüzgar türbini güç çıktısı rüzgar hızının küpü ile orantılı olduğundan, bu veriler içerisinde rüzgar hızının doğru olarak tahmin edilmesi büyük önem kazanır [3]. Rüzgar hızı ölçümünde yapılacak 151

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi %1'lik bir hata enerji üretimine %3 olarak, %10'luk bir hata ise, %25 olarak yansımaktadır [4]. Bu çalışmada, öncelikle, rüzgar hızlarını ölçüp kaydetme sırasında kullandığımız ortalama alma periyotları incelenmiştir. Daha sonra, bu ortalama alma periyotları enerji yoğunluğu hesaplamalarına taşınarak, buradaki etkileri belirlenmeye çalışılmıştır. 2.İSTATİSTİKSEL YÖNTEM Rüzgarın kinetik enerjisi E. =-mv 2 k 2 olarak ifade edilir. (D '<-î (5) şeklinde elde edilmiştir. Buradaki V değeri periyoda bağlı elde edilen rüzgar hızlarının küplerinin ortalamasıdır ve aşağıdaki bağıntı ile hesap edilmiştir. (6) Burada n, seçilen periyoda bağlı olarak belirlenen örnekleme sayısı, i ise, bu örnekleme sayısının herhangi bir elemanıdır. İstatistiksel çalışmanın standart sapma değeri de; V hızına sahip ve türbin rotor alanını, A, kateden havanın kütlesel debisi, rh-pva olduğundan, 1 1/2 (V) şeklinde de ifade edilebilir. (2) ifadesiyle bulunmuştur. Ortalama rüzgar enerjisi yoğunluğu için yapılan bağıl hata hesaplamalarında kullanılan formül aşağıda gösterilmiştir. Rüzgar hızının zaman içerisindeki ani değişmeleri nedeniyle, ölçülen rüzgar hızının anlamlı olabilmesi için belirli bir periyoda göre ortalamasının alınması gerekir [5]. ^ 1 V=-jv(t)dt (3) Burada V değeri v(t)'nin ortalamasıdır. T, ise veri setinin periyodudur. Rüzgar enerjisinin anlık yoğunluğu ise, (4) şeklindedir. Buradaki hava yoğunluğu, p, 1.225 kg/m 3 olarak sabit bir değer şeklinde hesaplamalara dahil edilmiştir. Ortalama rüzgar enerjisi yoğunluğu ise, BH= E dt cloo (8) Burada E du saatlik periyoda göre hesaplanan ortalama enerji yoğunluğudur. E dt ise herhangi bir periyoda göre hesaplanan enerji yoğunluğunu göstermektedir. Rüzgar hızlan 1 saat içerisinde her 10 dakikada bir alınan değerlerin ortalaması şeklinde elde edilmişlerdir. Ölçümler, İzmir Yüksek Teknoloji Enstitüsü Kampus alanı içerisinde bulunan gözlem istasyonu direğinin, 10 metre ve 30 metre seviyelerinde yapılmıştır. Rüzgar hızı ölçümleri genelde kepçeli anemometrelerle yapılır. Burada da kepçeli anemometreler kullanılmıştır. Bu verilerle periyotları 1 saat, 6 saat, 12 saat, 24 saat ve 1 ay olan 5 ayrı veri seti grubu meydana getirilmiştir. Bu periyotlar 1 saat temeline göre elde edilmişlerdir. Veri setlerinin periyotlarında bulunan 1 saatlik verilerin adetleri her bir periyodun bu temel süreye bölünmesi ile elde edilir. 152

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Enerji hesaplamaları için minimum veri toplama süresi 1 yıldır. 2 veya daha çok yıl yapılan gözlemler daha güvenilir sonuçlar doğurmaktadır. Ülkemizde Enerji ve Tabii Kaynaklar Bakanlığı'ndan ön izin almak için 6 aylık ölçüm süresi yeterlidir. Bu çalışmada, 6 ay boyunca toplanan veriler değerlendirmeye alınmıştır. 3. SONUÇLAR VE DEĞERLENDİRME Ölçüm yapılan 6 aya karşılık gelen 180 günlük rüzgar hızları dağılımı, yukarıda sözü edilen 5 ayrı veri seti grubu için elde edilmiştir. Şekil 1-5 bu grafikleri göstermektedir. İstatistiksel Yöntem başlığı altında belirtilen hesaplamalar sonucunda Tablo l'de gösterilen ortalama alma periyotlarına karşılık gelen ortalama rüzgar hızları ile enerji yoğunlukları elde edilmiştir. Tablo 1.30 m yükseklikteki ölçümlerin istatistiksel değerleri Periyot T 1 Saat 6 Saat 12 Saat 24 Saat 1 Ay Gözlem Sayısı n 3552 592 296 148 6 V m/s 7,56 7,56 7,56 7,56 7,56 Standart Sapma <Vl 3,39 3,39 3,39 3,39 3,39 W/m 2 497,42 477,61 463,43 447,81 296,02 Tablo 2.10 m yükseklikteki ölçümlerin istatistiksel değerleri Periyot T 1 Saat 6 Saat 12 Saat 24 Saat 1 Ay Gözlem Sayısı n 3552 592 296 148 6 V m/s 6,49 6,49 6,49 6,49 6,49 Standart Sapma 2,81 2,81 2,81 2,81 2,81 E d VV/m 2 306,09 293,94 285,22 276,25 185,75 BH 0 4,14 7,33 11,07 68,03 BH 0 4,13 7,31 10,80 64,78 Tablo 1 ve Tablo 2'de görüldüğü gibi ortalama rüzgar hızı ortalama alma periyoduna bağlı değişmemektedir. Ancak, ortalama alma periyodu arttıkça hesaplanan rüzgar yoğunluğu azalmaktadır. Bu sonuçta, rüzgar enerjisi hesaplamalarında kullanılacak verilerin küçük ortalama alma periyotlarında elde edilmiş olmalarının önemini vurgulamaktadır. Dünyadaki genel uygulama, rüzgar verilerinin en az 1 saatlik ortalama alma periyotlarında kaydedilmeleri yönündedir. Enerji hesaplamalarında, küçük periyotlarda elde edilen verilerle yapılacak analizlerin daha doğru sonuçlar vereceği ve hata miktannın da daha az olacağı görülmektedir. Ortalama alma periyodunun 1 saati aştığı taktirde hatanın % 4'i aşacağı da bu çalışmanın bir sonucu olarak karşımıza çıkmaktadır. KAYNAKLAR 1. Krogsgaard, P.; " Global Status of Wind Power", Rüzgar Enerjisi Sempozyumu, 3-31, 5-7 Nisan 2001. 2.Wind Resource Assessment Handbook, National Renevvable Energy Laboratory, 1997 3. Petersen, E.L., Mortensen N.G., Landberg L.; "Wind Resource Estimation and Siting of Wind Turbines. European Directory of Renevvable Energy Suppliers and Services" 1994. James&James, London. 4. Klug, H.; "Wind Speed Measurements and Power Performance Verifıcation", Rüzgar Enerjisi Sempozyumu, 55-59, 5-7 Nisan 2001. 5. Tolun, S., Menteş, S., Aslan, Z., Yükselen, M.A.; "The Wind Energy Potential of Gökçeada in the Northern Aegean Sea", Renevvable Energy, 6, 679-685, 1995. 6. Şahin, A.Z., Aksakal, A.; " Wind Povver Energy Potential at the Northeastern Region of Saudi Arabia", Renevvable Energy, 14,435-440, 1998. 153

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi I FİJ ı H LTı if * I '1# i i J ' O 300 600 900 1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300 3600 Saatler ~ 3 0 m - - 10m Şekil 1. Saatlik Rüzgar Hızlan (30m ve lom) 24 1 i 00 200 300 400 6 Saatlik Periyotlar 500 600 30m -- 10m Şekil 2. 6 Saatlik Rüzgar Hızları (30m ve lom) 154

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 0 100 200 12 Saatlik Periyotlar 30 m 10m 300 Şekil 3.12 Saatlik Rüzgar Hızları (30m ve lom) O 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 24 SjjJJjk Periye» jr 30m --- 10m Şekil 4. 24 Saatlik Rüzgar Hızları (30m ve lom) 155

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi SAVONIUS RÜZGAR ÇARKLARININ PERFORMANSLARININ ARTTIRILMASI Burçin DEDA, H. Kemal ÖZTÜRK, Mehmet ATILGAN Pamukkale Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Çamlık/DENİZLİ Tlf: 0 258 2125532 bdeda@pamukkale.edu.tr, hkozturk@pamukkale.edu.tr, atilgan@pamukkale.edu.tr ÖZET Günümüzde sürekli artan dünya nüfusu, gelişen ve her geçen gün gelişmekte olan sanayi enerjiye olan ihtiyacı gün geçtikçe arttırmaktadır. Özellikle fosil enerji kaynaklarının zamanla azalması ve yarattığı çevresel sorunlar ilgiyi yeni ve yenilenebilir enerji kaynaklarına yöneltmiştir. Son yıllarda yenilenebilir enerji kaynaklarından olan rüzgar enerjisi büyük ilgi uyandırmıştır. Bu çalışmada ise düşük olan aerodinamik performanslarından dolayı çok fazla kullanılmayan Savonius rüzgar çarkları ele alınmıştır. Savonius rüzgar çarkında yapılması tasarlanan perde sayesinde Savonius rüzgar çarkının dönme yönüne ters yönde oluşan negatif moment ortadan kaldırılarak güç performansının artması amaçlanmıştır. ABSTRACT Today's continous increase of vvorld population and developing industry are increasing the energy demand. Particularly, diminishing of fossil fuels and enviromental problems caused by them have directed the attention to ne w and renevable energy sources. in recent years wind energy, one of the renevable energy sources, have become very popular. in this study, savonius vvindmill which has not been used vvidely because of ıts low aerodinamic performances has been examined. in order to increase the power performance of savonius windmills guides vvhich prevent the negative moments opposite to vvindmills rotation direction have been mounted. GİRİŞ Her geçen gün giderek artan enerji ihtiyacını karşılamak, fosil enerji kaynaklarının hızla azalması ve yarattığı çevre sorunları ilgiyi temiz ve yenilenebilir enerji kaynaklarına yöneltmiştir. Türkiye'de önümüzdeki on yıl içerisinde elektriğin %5'inin yenilenebilir enerji kaynaklarından sağlanması düşünülmektedir. Rüzgar enerjisi bu yenilenebilir enerji kaynaklarının başında gelmektedir [1]. Özellikle temiz ve yenilenebilir olması, bedava ve tükenmeyen, dönüştürme tekniklerinin kolay ve enerji nakil sorununun olmaması gibi üstünlüklerinin bulunmasından dolayı son yıllarda oldukça ilgi duyulan bir enerji kaynağıdır. Savonius tipi rüzgar çarklarının geleneksel rüzgar çarklarına göre çok fazla üstünlükleri vardır. Bunların bazıları şu şekilde sıralanabilir; konstrüksiyonları basit ve ucuzdur. Düşük rüzgar hızlarında çalışabilirler. Yatay eksenli rüzgar çarklarında rüzgar yönünün değişmesiyle çark yönünü değiştiren mekanizmaya ihtiyaç varken Savonius rüzgar çarkları rüzgar yönünden bağımsızdır, kendi kendilerine çalışmaya başlayabilirler. Bu çalışma diğer düşey eksenli rüzgar çarklarına oranla, performansları düşük olan fakat bir çok üstünlükleri bulunan Savonius rüzgar çarklarının performanslarının iyileştirilmesi amacıyla yapılmıştır. SAVONIUS RÜZGAR ÇARKLARI ÜZERİNE YAPILAN ÇALIŞMALAR Savonius rüzgar çarklarının düşük olan aerodinamik performanslarını iyileştirmek amacıyla bir çok çalışma yapılmıştır. Yapılan bu çalışmalarda çarkların aerodinamik performansları üzerine dizayn parametrelerinin 157

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi etkileri deneysel olarak incelenmiştir [2-6]. Bu çalışmalarda; kayma miktarının optimum değerinin %10 dolaylarında olması gerektiği saptanmıştır [7]. Ayrılma miktarının sıfır olduğu yerde en büyük güç katsayısı 0.158 olarak bulunmuştur [7]. Maksimum güç katsayısı uç hız oranı X=l olması durumunda en uygun çap yükseklik oranının 4.29 olduğu saptanmıştır [8]. Ayrıca yapılan teorik çalışmalarda performans analizi incelenmiştir [9]. Vorteks tabaka modeli üzerinde de çalışmalar sürdürülmüştür [10]. Savonius rüzgar çarkının dönme yönüne ters yönde oluşan momenti ortadan kaldırarak çark performansını arttırmak için çark etrafına perde tasarlanarak bu doğrultuda çalışmalar yapılmıştır [11-14] SAVONİUS RÜZGAR ÇARKLARININ GÜÇ VE PERFORMANS İFADELERİ Savonius rüzgar çarklarında güç ve performans ifadelerini hesaplamak için kepçe üzerine gelen kuvvetlerin hesaplanması kabul görmüş bir yaklaşımdır. Şekil l'de küresel kepçeli rüzgar çarkları üzerindeki hız vektörleri gösterilmiştir. V-v V+v Şekil 1 Küresel kepçeli rüzgar çarklarındaki iç ve dış bükey yüzeylerdeki hızlar. F = -.c.p.sv 2 (1) P nel =^.p.s.v. Cı.(V 2-2.V.v (3) elde edilir. Optimum gücü sağlamak için çark hızı v, = V değerindedir, h yüksekliğindeki bir Savonius rüzgar çarkının S süpürme alanının değeri (2.d-e).h şeklinde yazılabilir. Bu değerler denklem (3)'de yerlerine yazılırsa optimum güç için; elde edilir. (4) GÜÇ VE PERFORMANSIN ARTTIRILMASI İÇİN SAVONİUS RÜZGAR ÇARKLARINA UYGULANAN PERDELEMENİN ETKİSİ Savonius rüzgar çarklarında iç bükey ve dış bükey yüzeylerde birbirlerine göre ters yönde iki farklı moment oluşur. İç bükey yüzey üzerinde oluşan moment, dış bükey yüzey üzerinde oluşan momentten daha büyüktür. Bunun sonucunda bir dönme hareketi oluşur. Savonius rüzgar çarklarının düşük olan aerodinamik performanslarını yükseltmek için en önemli parametre dönme hareketine ters yöndeki dış bükey yüzey üzerinde oluşan momentin değerini azaltmak yada mümkünse ortadan tamamen kaldırmaktır. Bu sebeple dış bükey yüzey üzerine gelen momenti azaltmak için Şekil 2'de gösterildiği gibi rüzgar yönüne göre yön değiştirebilen bir perde tasarlanmıştır ve bu perdenin çark performansına etkisi ayrıntılı olarak incelenmiştir [11-12]. P = -.c.p.s.v 2.v (2) c,: 2,3 (İç bükey yüzey için) C2: 1,2 (Dış bükey yüzey için) Şekildeki küresel kepçeli rüzgar çarkının iç bükey yüzeyi üzerinde P + ve dış bükey yüzeyi üzerinde P güç ifadeleri kullanılabilir. Buradan net güç ifadesi yazılacak olursa; Şekil 2'de gösterilen perdelemenin güce etkisi teorik olarak aşağıda verilmiştir. Dış bükey yüzey üzerinde herhangi bir kuvvet oluşmayacağından P + = P net olacaktır. Dolayısı ile P - P n*>- 2 - ifadesi elde edilir. Burada {vv 2-2.V.V 2 + v 3 ) (5) 158

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi Perdeleme işlemi yapıldıktan sonra iç bükey yüzey üzerinde oluşan net güç kadar dış bükey kanadın iç bükey yüzeyinde de bir güç oluşur. Dış bükey kanadın iç bükey yüzeyinde oluşan güç de göz önüne alındığında perdeleme yapıldıktan sonra oluşan optimum net güç şu şekildedir. a) Perdeleme paremetreleri b) 90 için = -.p.{4.t.sm+2.d-e)h.c r V 3 (12) c) Cicin Şekil 2 Savonius rüzgar çarkında çark performansını arttırmak amacıyla kullanılan perdeleme p. perdeli _ 27 ' perdesiz 27.p.(2.d-e)Jı.c t V3 S = (L. + L 2 + L).h (6) P perdeli (U.Sİlld + 2.d ~ e) perdesiz (2.d-e) (14) L 2 = =î x.sina L = d-- 2 (7) (8) (9) L, Lı, L 2,d, e, t x,i- ı uzunluk, a ve P açılardır. Şekil 2'de de gösterilmiştir. Eğer ı = l 2 = ve oc=p=6 olarak kabul edilir ve bu değerler denklem (6)'da yerine yazılırsa S süpürme alanı şu şekilde elde edilebilir. S = (21.Sind Eğer; çark hızı e, ~2 J (10) V = i se p =p + 100 x netopt x netopt eşitliği gerçekleşir. Denklem (5)'de çark hızı ve S süpürme alanı değeri yerine yazılırsa net optimum güç değeri aşağıda verildiği gibi ifade edilebilir. _2_ Ti (il) Perde uygulanmamış Savonius rüzgar çarkıyla perdeli Savonius rüzgar çarkının net güçlerinde etkili olan parametreleri bulmak için; denklem (4) ile denklem (12) karşılaştırıldığında iki denklem arasındaki farkın sadece süpürme alanlarına bağlı olduğu denklem (14) den de görülebilir Buradan da uygulanacak perdenin perde uzunluğu arttıkça süpürme alanı ve dolayısıyla aynı boyuttaki çark için elde edilebilecek güç miktarının daha fazla olacağı görülmektedir. BULGULAR VE DEĞERLENDİRME Daha önce yapılan çalışmada dış bükey yüzeye gelen güç P =0 kabul edildiğinden çarkı perdeleme düşüncesi ile optimum güçte çalışma olanağının sağladığı koşulların örtüştüğü görülür [12-14]. Perdesiz ve perdeli Savonius rüzgar çarklarının güç performanslarının karşılaştırılması performansa hangi ölçüde iyileşme sağladığının bir göstergesi olacaktır. Perdeleme yapıldıktan sonra güçteki artış oranını bulmak ve perdesiz durumdaki çark ile karşılaştırma yapmak için farklı perde uzunluklarında ve açılarında, ayrıca farklı kanat çaplarında güç değerleri hesaplanmıştır. 159

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Deda tarafından yapılan bu çalışmada perdesiz duruma göre perdeli durumdaki güç oranı; perdenin uzunluğuna ve yaptığı açıya göre arttığı halde, d kanat çapı ile ters orantılı olduğu yani azaldığı görülmüştür [12]. Bu yapılan çalışmanın sonucunda perdeli ve perdesiz Savonius rüzgar çarklarının güç ifadeleri karşılaştırılmış ve perdeli durumdaki Savonius rüzgar çarkı gücünün daha fazla olduğu teorik olarak saptanmış ve ayrıca güç ifadesinin artışının perde parametrelerine bağlı olduğu da görülmüştür [12-13]. Daha önce yapılan çalışmalarda sadece perdeli ve perdesiz Savonius rüzgar çarklarındaki güç artış oranları karşılaştırılmıştır [12-13]. Perdeli Savonius rüzgar çarkında çarkın hemen önünde perdeye ilk girişteki süpürme alanına göre çarkın hemen önündeki süpürme alanı çok daha küçüktür. Buna bağlı olarak çarkın önündeki hız artacak ve dolayısıyla çarkın gücü de hızın küpü ile orantılı olduğundan çarkın hemen önündeki hız dikkate alındığında perdeli Savonius rüzgar çarkının gücü yükselecektir. Aşağıda perdeli Savonius rüzgar çarkında, çarkın girişinde ve perdesiz Savonius rüzgar çarkında güç artış oranlarını veren ifade verilmiştir. p perdeligirş _ 27 perdesiz 27.p.(2.d-e)Jı.c,.VL Burada VGIHŞ perdeli Savonius rüzgar çarkında çarkın hemen önündeki hız değeri, V RUzgar ise perdesiz Savonius rüzgar çarkına gelen rüzgar hızıdır. perdesiz Q ı =V Ubgar.(L ı +L 2 +L)Jı Rüzgar (17) (16) (18) Süreklilik ifadesinden denklem (17) ve denklem (18) eşitlenir ve buradan V Gi ri Ş hızı bulunabilir. *Giriş ~ (19) Denklem (19) ifadesinde d yerine denklem (9)'dan eş değeri konursa girişteki rüzgar hızı şu şekilde bulunur. -v - i İL } + (20) Lı ve L 2 > e olduğundan V Giriş > V Rüzg ar olur. Yani kullanılan perde sayesinde perde girişindeki rüzgar hızı ile çark girişindeki rüzgar hızı aynı değildir. Çark girişindeki rüzgar hızı daha fazladır. Bu rüzgar hızı güç denkleminde yerine yazılır ve perdesiz rüzgar çarkıyla perdeli rüzgar çarkının çarka girişteki iç bölümünde güç ifadeleri karşılaştırılırsa daha yüksek değerler elde edilebilir. Denklem (15) ifadesinde yer alan parametreler yerlerine yazılırsa güç oranı için denklem (21) elde edilir. perdesiz (4i.Sin9 + 2.d-e) 4 (16.d 4-8.d 3.e) (21) Denklem (21) den de görüleceği üzere perdesiz duruma göre perdeli Savonius rüzgar çarkının giriş kısmında elde edilebilecek güç oranı, perdenin uzunluğuna ve yaptığı açıya göre artarken, d kanat çapı ile ters orantılıdır. Buna göre perdeli ve perdesiz Savonius rüzgar çarklarında güç artış oranını tespit etmek için; farklı kanat çaplarında, perde uzunluklarında ve açılarda alınan değerler denklem (21) de yerlerine konulduğunda aşağıdaki sonuçlar elde edilebilir. Şekil 3'de kayma miktarı e=0.1 m 9 =30 ve 1=0.5 m perde uzunluğunda güç artış oranının; hız artımı hesaba katılan çarkta, hız artımı dikkate alınmayan çarka göre daha yüksek değerler aldığı görülmektedir. Ayrıca güç artış oranının kanat çapının artan değerlerinde daha 160

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi düşük değerlerde olduğu da şekilden görülebilmektedir. L 1 I m dell/pı S i O Güç Artı; 16 14 12 10 8 6 4 2 0 H iz Artım ı Hesaba A Katıldı A 0 Hız Artımı Hesaba \ Katılmadı \ 0=30 \ l=0.5m, e=0.1m ^ ^». _. f f., T n * 1_, () 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 Kanat Çapı d (m) Şekil 3 6=30 için, 1=0.5 m perde uzunluğunda güç artış oranının kanat çapma göre değişimi. Şekil 4'de ise 0=45 iken hız artımının hesaba katıldığı değerlerde güç artış oranın yüksek değerlerde olduğu görülmektedir. g deli/perdesiz o. II ; Artış Oranı* a O 35 30 25 20 15 10 0 \ #^Hız Artımı Hesaba \ Katıldı \ s Hız Artımı Hesaba \ Katılmadı \ O=45 V l=0.5m,e=0.1m.. T....,..._.., ^ * _ n ) 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 Kanat Çapı d (m) Şekil 4 6=45 için, 1=0.5 m perde uzunluğunda güç artış oranının kanat çapına göre değişimi. Şekil 5'de de 6 =60 olduğunda 1=0.5 m perde uzunluğu için güç artış oranının, hız artımı hesaba katıldığında 6=30 ve 45 'ye göre daha yüksek olduğu görülmektedir. Buradan da perde açısının güç artış oranını etkileyen bir parametre olduğu görülmektedir. g i 1 s. =ıue O 1 o 3 (9 60 i 50 40 30 20 10 Hız Artımı Hesaba Katıldı Hız Artımı Hesaba Katılmadı O=60 l=0.5m,e=0.1m 0 - C0 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 Kanat Çapı d (m) Şekil 5 6=60 için, 1=0.5 m perde uzunluğunda güç artış oranının kanat çapına göre değişimi. Şekil 6'da ise perde uzunluğu İm ye yükseltilerek, 8=30 olması halinde güç artışının kanat çapı ile değişimi ele alınmıştır. Şekilden de görüleceği üzere hız artımı dikkate alınan durum için, hız artımı dikkate alınmayan duruma göre perde uzunluğu 1 m olduğunda güç artış oranı yükselmektedir. 1 o d/l ırdel E S O rtış < S o 80 -, 70 60 50 40 30 20 10 0 Hız Artımı Hesaba Katıldı Hız Artımı Hesaba Katılmadı 0=30 Mm, e=0.1m 0 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 Kanat Çapı d (m) Şekil 6 8=30 için, 1=1 m perde uzunluğunda güç artış oranının kanat çapına göre değişimi. Şekil 7'de 1=1 m perde uzunluğu için perde açısı 45 alınarak yapılan hesaplarda güç artış oranının, hız artımının göz önüne alındığı durumda daha yüksek olduğu görülmektedir. 161

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 250 225 200 175 150 125 gloo """ 75 50 25 0 Hız Artım Hesaba Katıldı Hız Artım Hesaba Kstılmsdı O45 Mm, e=0.1m 0 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 Kanat Çapı d (m) Şekil 7 8=45 için, 1=1 m perde uzunluğunda güç artış oranının kanat çapına göre değişimi. Şekil 8 ve 9'da ise, perde 1=1.5 m uzunluğunda iken sırası ile 15 ve 30 için hız artımı hesaba katılan ve hesaba katılmayan durumlar için güç artış oranı çeşitli kanat çapı değerlerinde incelenmiştir. Burada perde giriş uzunluğu artığı için kanat çapının perde giriş uzunluğu ile orantılı olan değerleri ele alınmıştır. Şekillerden de görüldüğü gibi perde açısının yüksek değerinde, yani 6=30 için hız artımı hesaba katılan durumda, güç artış oranının yüksek değerlerde olduğu düşünülebilir. g40 35 I 30 o I 25 o 20!L ıs o 10 İV 0,5 1 1,5 2 Kanat çapı d (m) Hız Artımı Hesaba Katıldı Hız Artımı Hesaba Katılmadı 0=30 1=1.5 m, e=0.1m Şekil 9 6=30 için, 1=1.5 m perde uzunluğunda güç artış oranının kanat çapına göre değişimi. Şekil 10 ve 11'de ise perde uzunluğu 1=2 m için kanat çapının perde uzunluğunun artışı ile orantılı değerlerinde sırasıyla 15 ve 3CP perde açılarında, hız artımı hesaba katılan ve katılmayan perdeli savonius rüzgar çarklarının güç artış oranı incelenmiştir. Şekilden de görüleceği üzere kanat çapının düşük değerlerinde ve düşük perde açısında, hız artımı uygulanmış çarktan elde edilen güç artış oranı daha yüksektir. 2,5 10 _ 9 l a!1 I 3 1 o -I o 0,5 1 1,5 2 Kanat Çapı d(m) Hız Artımı Hesaba Katıldı Hız Artımı Hesaba Katılmadı 0=15 1=1.5 m, e=0.1m 2,5 us 1 o li/p 9 "E 0. II ram O!P?Art :3 O 18 16 14 12 10 8 6 4 2 0 T 4 Hız Artımı Hesaba Katıldı t Hız Artımı Hesaba Katılmadı \ O=15 \ N2m,e=0.1m ^^-^ 1 r 1 r - - ı- -ı 0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 Kanat Çapı d(m) Şekil 8 6=15 için, 1=1.5 m perde uzunluğunda güç artış oranının kanat çapına göre değişimi. Şekil 10 9=15 için, l=2m perde uzunluğunda güç artış oranının kanat çapına göre değişimi. 162

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi g N esi "S s Peri!L 40 rtış Ora t O 00 80 60 20 0,. ) 0,5 ^ Hız Artımı Hesaba Katıldı Hız Artımı Hesaba Katılmadı \ O30 \ l=2m,e=0.1m V \\, ^^^^ 1 1,5 2 2,5 3 Kanat Çapı d (m) Şekil 11 6=30 için, l=2m perde uzunluğunda güç artış oranının kanat çapma göre değişimi. SONUÇLAR Dönen bir Savonius rüzgar çarkında akışkan; iç bükey kanat üzerinde türbülanslı bir yol izler ve dönel akışlar oluşur. Bu dönel akışlar Savonius rüzgar çarklarının performanslarını düşürür [15]. Savonius rüzgar çarklarında perdelemenin kullanılması ile rüzgar yönünde hareket eden iç bükey kanadın yüzeyi üzerinde oluşan dönel akışların oluşması engellenir ve böylece güç performansına etki eden bu olay azaltılarak güç performansı arttırılır. Savonius rüzgar çarkında perdelemenin bir başka etkisi şu şekilde açıklanabilir. Perdenin giriş uzunlukları değiştirilmek suretiyle hem süpürme alanı arttınlabilmekte ve hem de açıları değiştirilmek suretiyle rüzgarın çarka istenilen açıyla girmesi sağlanabilmektedir. Perdeli Savonius rüzgar çarkında, perde girişindeki rüzgar hızı, perdeye giren ve çark önüne gelen rüzgar hızından düşüktür. Çark önünde rüzgar hızının büyük olması sebebiyle çark girişinde elde edilen güç miktarı da daha büyüktür. Burada çarkın konstrüksiyonu yapılırken perde uzunluğunun artan değerlerinde çark çapının perde uzunluğuna uygun olması dikkate alınırsa, düşük rüzgar hızlarında perde yapılmasıyla birlikte hız artımı da hesaba katıldığında güç artış oranın yüksek değerlere ulaştığı görülmüştür. Böylelikle çark girişinde perde giriş açılan ve perde uzunlukları değiştirilmek suretiyle Savonius rüzgar çarkından elde edilen güç miktarı yüksek değerlere ulaşması sağlanabilir. Burada perde girişinde ki süpürme alanının çark girişindeki süpürme alanına oranı (L,+L 2 +L).h olduğundan çark ve perde boyutlarında bu orana dikkat edildiğinde, hız artımı hesaba alınan perdeli savonius çarkında, düşük rüzgar hızlarında yüksek güç değerleri elde edilebilir. Ayrıca perdenin çıkış açıları ve uzunlukları değiştirilmek suretiyle de çark çıkışındaki akışa istenildiği gibi yön verilerek oluşabilecek türbülanslar azaltılarak yararlı enerji miktarı arttırılabilir. Perdelemenin bir başka üstünlüğü ise; Savonius rüzgar çarkına girişte kaçan bir kısım rüzgarın bu perde sayesinde yana doğru kaçması engellenerek ve akışı iç bükey kanada yönlendirmesiyle, iç bükey kanat üzerinden geçen akışın rüzgar yönüne ters yönde dönen dış bükey kanadın iç bükey yüzeyi üzerinde yeni bir kuvvet oluşumuyla bir moment meydana getirmesidir (Şekil 2). Bu sayede Savonius rüzgar çarkının verimi ve dolayısıyla performansı arttırılmış olur. SİMGELER P:Güç F: Kuvvet (N) v: Çarkın hızı (m/s) V: Rüzgarın hızı (m/s) p: Havanın yoğunluğu (kg/m) c: Direnç katsayısı d: Kanat çapı (m) h: Çark yüksekliği (m) e: Eksantrisite (m) KAYNAKLAR 1. Varlık M., and Klug H., Windenergie in der Türkei, Dewi Magazin, Germany, NR.17 August 2000, 2. Bach, Von G., Vutersuchungen Uber Savonius Rotoren und Vervante stromungsmaschinen, Forshung auf 163

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi dem Gebiete des Ingenienvesens, Vol.2(6), 218-231, Germany, 1931. (Translatedto English by G.T. Ward and available as publication T.41 of Brace Research Instute, Ste- Anne-de Bellevue, Quebec, Canada, 1964). 3. Newman, B.G., Measurements on Savonius Rotor with Variable Gap Proceedings of the University of Sherbrook Conference on Wind Energy, Sherbrooke, Quebec, 116s, Canada, 1974. 4. Khan, M.H., Model and Prototype Performance Characteristics of Savonius Rotor Windmill, Wind Engineering, Vol.2(2), 75-85, 1978. 5. Sheldahl, R.E., Blackvvell, B.F. and Feltz, L.V., Wind Tunnel Performance Data for Two and Three Bucket Savoniu Rotors, Jounal of Energy, Vol.2(3),160-164, 1978. 6. Sivasegaram, S., Concentration Augmentatipn of Power in a Savonius Type Wind Rotor, Wind Engineering, Vol.3(l), 52-61, 1979. 7. Modi, V.J. and Fernando, M.S.U.K., on The Performance of the savonius Wind Türbine, Journal of solar Energy Engineering, Vol.lll, 71-81, 1989. 8. Ushiyama, I. And Nagai, H., Optimum Design Confıgurations and Performance of Savonius Rotors, Wind Engineering Vol. 12 (1), 59-75, 1988. 9. Wilson, R.E., Lissaman, P.B.S. andb Walker, S.N., Aerodynamic Performance of Wind Turbines, ERDA/ NSF/04014-76/1,111-164, 1976. 10. Van Düsen, E.S., and Kirchhoff, R. H., A Two Dimensional Vortex Sheet Model of a Savonius Rotor, Fluids Engineering in Advanced Energy Systems, ASME, 15-31, 1979. 11. Öztürk.H.K.,Savonius Tipi Rüzgar Çarkı Tasarımı, K.T.Ü, Yüksek Lisans Proje, Trabzon, 1989. 12. Deda B., Rüzgar Enerjisi Savonius Rüzgar Çarklarının Performanslarının Arttırılması, PAÜ, Yüksek Lisans Tezi, Denizli, 2000. 13. Deda B., Öztürk H.K., ve Atılgan M., Savonius Rüzgar Çarklarının Performanslarının İncelenmesi, III. Ulusal Temiz Enerji Sempozyumu, İstanbul, Cilt I, 15-17 Kasım 2000. 14. Deda B., Öztürk H.K., ve Atılgan M., Savonius Tipi Rüzgar Çarklarının Performanslarının İncelenmesi, Bilim Günleri,Yayın No-221, Denizli, 5-7 Mayıs 1999. 15. Fujisawa N. and Shirai H., Experimental Investigation on the Unsteady Flow Field Around A Savonius Rotor at the Maximum PowerPerformance,Wind Engineering, Vol.ll(4),195-206, Tokyo, 1987. 164

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi TÜRKİYE'DE RÜZGAR ENERJİSİNİN KULLANIM DURUMU VE BİR TÜRBİN TASARIM ÖRNEĞİ İrfan GÜNEY Şafak SAĞLAM Marmara Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Göztepe-İstanbul iguney@marun.edu.tr ssaglam@marun.edu.tr ÖZET Dünyamızda enerji ihtiyacı her yıl yaklaşık olarak % 4-5 oranında artmaktadır. Buna karşılık bu ihtiyacı karşılayan fosil yakıt rezervi ise daha hızlı bir şekilde azalmaktadır. Ayrıca fosil yakıtların çevre üzerindeki olumsuz etkilerinin giderek artması, başta gelişmiş ülkeler olmak üzere birçok ülkeyi yenilenebilir enerji kaynaklarını kullanmaya sevk etmiştir. Ülkemiz yenilenebilir enerji kaynakları bakımından oldukça şanslı ülkelerden birisidir. Yenilenebilir enerji kaynaklarının en önemlilerinden olan rüzgar enerjisi, güneş enerjisi, jeotermal enerji ve biomas enerjisi açısından ülkemiz büyük potansiyellere ve çok büyük ölçekte olmasa da uygulama alanlarına sahiptir. Bu zenginliği boşa harcama lüksüne sahip olmayan yurdumuz için, tükenmeyen kaynaklar olan rüzgar ve güneş enerjisi önümüzdeki yılların ana enerji kaynağı olmaya adaydır. Bu çalışmada Türkiye'de bugüne kadar yapılmış olan rüzgar ölçümleri özetlenmektedir. Bu veriler ışığında en verimli olarak rüzgar enerjisinden faydalanılabilcek bölgeler belirlenmiştir. Halihazırda kurulu bulunan tesisler ve yapılması gerek proje gerekse de inşaa aşamasında olan tesisler bir tablo halinde verilmiştir. Rüzgar enerjisi potansiyelinin yüksek olduğu Ege bölgemizde yapılan örnek bir sistem tasarımına ait bilgiler verilmiştir. Çanakkale için tasarlanan bu sisteme ait türbin hesaplamaları açıklanmıştır. ABSTRACT World energy consumption has been increasing every year at % 4-5 percent. Fossil oriented conventional energy resources have been increasing against this. Fossil energy resources have been creating environmental problems. For that reason developing countries have started using renevvable energy resource. Turkey is one of the lucky world for renewable energy sources. Wind energy, solar energy, geothermal and biomass energy are considerable energy resources that have important potential and usage area in our country. This unexhausted energy sources especially wind and solar energy are majör sources for Turkey in next years. in this study wind speed measurements which are doing in Turkey are summarized. The areas where the most productive for wind energy transformation are determined. The wind energy plants vvhich are working and planning given in table. A system design information are given in Ege region that has important wind energy potential. Wind türbine design calculation is explained for Çanakkale. GİRİŞ Türkiye coğrafi konumu ve hüküm süren iklim koşulları itibarı ile rüzgar enerjisi kaynakları bakımından, teorik olarak elektrik enerjisinin tamamını karşılayabilecek seviyededir. Ülkemiz toplamı 8000 km'yi bulan ve bunun büyük bir kısmının rüzgar enerjisi kullanılabilecek durumda bulunan sahil şeridine sahiptir. Türkiye, Avrupa'da rüzgar enerjisi potansiyeli en zengin ülkeler arasında yer almaktadır. Türkiye'nin teorik olarak hesaplanan potansiyeli 83.000 MW'dır. Bu, Türkiye'nin bir an önce kullanmaya başlanması gereken önemli bir rüzgar enerjisi 165

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi potansiyeli olduğunu göstermektedir. Fakat rüzgar enerjisinin mevcut olan enerji sistemine girişini sağlayabilmek için gerekli teknik ve ekonomik fizibilite çalışmaları yapılmalıdır. Çünkü bu enerji kullanılmadığı her zaman dilimi için aynı zamanda kayıp olan enerji anlamına gelmektedir. Türkiye'nin Asya ve Avrupa kıtalarında bulunan topraklan üzerinde seçilen 20 meteorolojik istasyon çevresinde Türkiye Rüzgar Atlası çalışmaları Dr. Tanay Sıdkı Uyarında aralarında bulunduğu bir ekip tarafından 1989 yılında tamamlanmıştır. Bu çalışma, meteoroloji istasyonlarında toplanan verilerin rüzgar enerjisinden yararlanmak amacıyla yapılacak çalışmalarda kullanılabilecek düzeyde yeterli olmadığını kanıtlamıştırfl]. TÜRKİYEDE YAPILAN ÇALIŞMALAR Türkiye Rüzgar Enerjisi Birliği, TÜREB'in kuruluşundan sonra yatırımcılar, akademisyenler, imalatçılar ve diğerleri Türkiye'de rüzgar enerjisi gelişimini desteklemek üzere bir araya geldiler. Bu yıllarda ETKB (T.C. Enerji ve Tabii Kaynaklar Bakanlığı )'nin Türkiye'de rüzgar enerjisi kullanımına ilişkin elinde bulunan veriler ışığında belirlediği politikası pek iyimser değildi. Resmi açıklamalar Türkiye'de rüzgar enerjisi gelişimini sınırlı olarak göstermekteydi. Bu tarihten sonra yapılan çalışmalar, Türkiye Rüzgar Enerjisi Birliği'nin çabaları ve ETKB ile Elektrik İsleri Etüd İdaresinin (E.İ.E.İ) TÜREB çalışmalarına katılımı sonrası Türkiye'deki rüzgar enerjisi dikkate alınmaya başlanmıştır. Türkiye'de rüzgar enerjisinin gelişiminin önündeki sorunları belirlemek üzere İber Otel, Sarıgerme, Park Ortaca'da Kocaeli Üniversitesi Yeni ve Yenilenebilir Enerji Kaynaklan ve Teknolojileri Araştırma Birimi tarafından üç adet 'Uluslararası Rüzgar Enerjisi Atölye Çalışması' düzenlenmiştir. Bu atölye çalışmalarına katılanların ilişkilerini daha sonrada sürdürmeleri sonucu Türkiye'de rüzgar enerjisi kullanımı çalışmalan yaygınlaşmıştır. Bugüne kadar ETKB tarafından değerlendirilen 39 adet Rüzgar Çiftliği projesi bulunmaktadır. Bu projelerin toplam kapasitesi bin 370 ilâ bin 440 MW'dir. Bu 39 projenin, 215 MW'lik kapasiteye sahip 8 tanesinin yatırımcılarla yapılan görüşmeleri sonuçlandırılmıştır. ETKB'nin 9 Eylül 1999'da açtığı YİD( Yap işlet devret ) Modeli ile 'Rüzgar Güç Santrallan Yaptırılması' konusundaki resmi ihale, gündemdeki toplam proje sayısını 55'e çıkartmıştır. Böylece Türkiye'de gerçekleşme aşamasına girmiş rüzgar güç santrallerinin toplam kurulu gücü bin 700 MW'a ulaşmıştır. Rüzgardan üretilen elektriğe, kirletici atıklar olmadan üretilecek elektriğin çevresel yararlarını yansıtan, hakça bir bedel ödenmesi ve iyi organize olmuş bir kurumsal alt yapı ve rüzgar enerjisinin planlama yönetmeliklerinin hazırlanması durumunda, Türkiye'de rüzgar enerjisi kurulu gücünün gelişiminde kolayca Tablo l'deki hedeflere ulaşabileceklerdi^ 1 ]- Tablo 1 Türkiye Öngörülen Hedefler (YEKAB) Yıl 2000 2003 2005 2010 2020 Kurulu Kapasite 400 MVV 1400 MVV 5000 MW 10000 MVV 20000 MVV Kaynak: UYAR,T.S., 'Türkiye Enerji Sektöründe Karar Verme ve Rüzgar Entegrasyonu' Rüzgar enerjisinin geliştirilmesine gereken önem verilerek pazar yaratıldığında Türkiye endüstrisi rüzgar gücü santrallerinin imalatına kolayca adapte olabilecektir. Yeni kurulan rüzgar çiftliklerinin kuleleri yerel olarak imal edilmeye başlanmıştır. Tablo 2'de ETKB'nin gelecek yıllar için öngördüğü kurulu güç kapasitesi içinde rüzgar enerjisi kullanımıyla oluşturulabilecek üretim kapasitesi paylan verilmiştir. 166

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Tablo 2, ETKB'nin Elektrik Kapasitesi Öngörümü (YEKAB) Yıl 2000 2010 2020 Kurulu Kapasite (MW) 30.000 65.000 110.000 Toplam Kapasitede Rüzgar Payı ( % ) 1,33 15,38 18,18 Kaynak: UYAR.T.S., 'Türkiye Enerji Sektöründe Karar Verme ve Rüzgar Entegrasyonu Türkiye 2020 yılında kurmayı hedeflediği toplam elektrik enerjisi üretim kapasitesinin yüzde 18'i kadar rüzgar güç santral kapasitesini mevcut altyapıda radikal değişiklikler yapmadan tesis edebilecektir. Bu hedefe ulaşılabilmesi için -Türkiye'de rüzgar gücü tesisi için uzun vadeli hedefler konmalıdır. -Halen yenilenebilir enerji kaynaklan ve enerjinin etkin kullanımını cezalandıran kömür, akaryakıt ve doğal gaza sağlanan teşvikler ve sübvansiyonlar kaldırılmalıdır. - Enerji sektörüne ilişkin kararlar alınırken fosil ve nükleer güç santrallerinin neden olduğu toplumsal maliyetler ekonomik fizibilite çalışmalarında hesaba katılmalıdır[l]. Türkiye rüzgar santrali projelerinin son durumu 1999 yılı itibarı ile Tablo 3'te verilmiştir[2]. ÜLKEMİZDE ELEKTRİK ENERJİSİ ÜRETİMİ İÇİN TÜRBİN TASARIMI ÖRNEĞİ Türkiye'nin rüzgar potansiyelini değerlendirerek elektrik enerjisi üretilmesi amacı ile yapılan örnek uygulamalardan biriside Çanakkale tasarım örneğidir. Çanakkale'nin rüzgar potansiyelinin yüksek olması nedeni ile pilot bölge olarak seçilmiştir. Aşağıda verilen elektriksel ihtiyaç gücünü karşılayacak makine adedi hesaplanmıştır. Y er : ÇANAKKALE Elektrik Tüketimi : 16.699.509 kwh Ortalama Rüzgar Hızı : 5,3. m/s'dir.(tablo 4) Çanakkale'nin rüzgar hızı-frekans eğrisi incelenerek olursa, 14 m/s'lik hızlara sahip rüzgarların, toplam yıllık enerjiye katkıları oldukça düşüktür. Bu nedenle sistemimizin kesim hızım Vk =14 m/s olarak tasarlamamız gereklidir. Sistemimizin dizayn hızını, 6,5 m/s olarak seçersek, makinanın rüzgar hızına göre çıkış gücü belirlenecektir. Yani sistemimiz, 3.45 m/s'lik başlama hızında dönmeye başlayacak ve 6,5 ila 14 m/s'lik arasında tasarım gücü olan 33,6 kw'ı sağlayacak şekilde dizayn edilecektir. 15 m/s'den büyük hızlarda ise güç üretimi yapılmayacaktır. (Tablo 5) Tasarım gücü, 6,5 m/s' de 33,6 kw olan böyle bir sistemden Üretilecek yıllık enerji miktarı: YKWH = 33,6. 8760 = 294, 336 kwh olarak hesaplanır. Buradan da bu sistemin Çanakkalede kurulması durumunda kaç adet makinaya ihtiyacımız olduğunu hesaplayabiliriz. Makine Adedi= 16699509 / 294336 = 56,736 Yaklaşık 57 adet rüzgar türbini kullanmamız gereklidir. Bu makinalarm Çanakkale'nin rüzgar tarlası oluşturulmasına müsaait bölgelerinde konumlandırılmaları ile ihtiyaç duyulan güç teorik olarak üretilebilecektir[4]. SONUÇ Rüzgar enerjisi son derece çevreci bir enerji kaynağıdır. Yapılan çalışmalar sonucunda, konvansiyonel üretim kapasitesinin yenilenebilir enerjiye değiştirileceği her %1'lik miktar sonucunda toplam CO2 emisyonunda % 0,03'lük bir azalma olacağı belirlenmiştir[5]. Türkiye sahip olduğu rüzgar enerjisi potansiyeli açısından oldukça önemli bir yerdedir. Yıllık ortalama rüzgar hızı 10 m yükseklikte 2,54 m/s ve rüzgar gücünün 24 W/m 2 olduğu belirlenmiştir. Alansal olarak Türkiye'nin % 88,5'inde yıılık ortalama rüzgar gücü yoğunluğunun 40 W/m 2 düzeyinin üzerine çıkmakta % 0,8'inde 100 W/m 2 'yi aşmaktadır. 167

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi Tablo 3 Türkiye Rüzgar Santrali Projeleri İŞLETMEDE OLAN RÜZGAR SANTRALI PROJENİN ADI ÇEŞME ALAÇATI RÜZGAR SANT KARAKTERİSTİK 7,2 MW FİRMA ARES A.Ş. YERİ İZMİR ÇEŞME ALAÇATI SÖZLEŞME TASLAĞI ÜZERİNDE MUTAKABAT SAĞLANIP, DPT GÖRÜŞÜ BEKLENEN RÜZGAR PROJELERİ PROJENİN ADI KOCADAĞ RÜZGAR SANTRALI ÇANAKKALE RÜZGAR SANTRALI BOZCAADA RÜZGAR SANTRALI KARAKTERİSTİK 50,4 MW 30 MW 10,2 MW FİRMA AS MAKİNSAN AS MAKİNSAN DEMİRER HOLDİNG A.Ş. YERİ İZMİR ÇEŞME KOCADAĞ ÇANAKKALE ÇANAKKALE SÖZLEŞME GÖRÜŞMELERİ AŞAMASINDA OLAN RÜZGAR PROJELERİ KARAKTERİSTİK FİRMA 39 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. PROJENİN ADI MAZIDAĞI RÜZGAR SANTRALI PROJENİN ADI DATÇA RÜZGAR SANTRALI DATÇA RÜZGAR SANTRALI YALIKAVAK RÜZGAR SANTRALI İNTEPE RÜZGAR SANTRALI İNTEPE RÜZGAR SANTRALI AKHİSAR RÜZGAR SANTRALI AKHİSAR RÜZGAR SANTRALI BANDIRMA RÜZGAR SANTRALI BEYOBA RÜZGAR SANTRALI EŞME RÜZGAR SANTRALI KARABURUN RÜZGAR SANTRALI PROJENİN ADI GÖKÇEADA RÜZGAR SANTRALI PROJENİN ADI KOCADAĞ RÜZGAR SANTRALI YAYLAKÖY RÜZGAR SANTRALI LAPSEKİ RÜZGAR SANTRALI ŞENKÖY RÜZGAR SANTRALI HACIÖMERLİ RÜZGAR SANTRALI BELEN RÜZGAR SANTRALI PROJENİN ADI KAPIDAĞ RÜZGAR SANTRALI KARABİGA RÜZGAR SANTRALI KUMKALE RÜZGAR SANTRALI MAZIDAĞI-2 RÜZGAR SANTRALI MAZIDAĞI-3 RÜZGAR SANTRALI YELLİCE BELEN RÜZGAR SANT. FİZİBİLİTE RAPORU DEĞERLENDİRİLEN RÜZGAR PROJELERİ KARAKTERİSTİK FİRMA 28,8 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 12,5 MW ATLANTİS TİCARET 7,92 MW ATLANTİS TİCARET 30 MW INTERVVIND LTD. 13,2 MW ŞANTAJ A.Ş. 12 MW AK-EN ENERJİ 30 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 15 MW ATLANTİS TİCARET 7,92 MW ATLANTİS TİCARET 12 MW PROKON 22,5 MW ATLANTİS TİCARET REVİZE FİZİBİİTE RAPORU BEKLENEN RÜZGAR PROJESİ KARAKTERİSTİK FİRMA 1,62 MW SIMELKO FİZİBİLİTE RAPORU BEKLENEN RÜZGAR PROJESİ KARAKTERİSTİK FİRMA 43,5 MW MAGE 15 MW MAGE 15 MW ATLANTİS TİCARET 12 MW AKFIRAT A.Ş. 45 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 20-30 MW TEKNİK TİCARET FİZİBİLİTE RAPORU BEKLENEN RÜZGAR PROJELERİ KARAKTERİSTİK FİRMA 20-35 MW AS-MAKİNSAN 15-50 M W AS-MAKİNSAN 12,6 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 90 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 39,6 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 70-100 MW AS-MAKİNSAN Kaynak: Avrupa Rüzgar Enerjisi Birliği Türkiye Şubesi Bülteni, Ankara 1999 YERİ İZMİR ÇEŞME ALAÇATI YERİ MUĞLA/DATÇA MUĞLA/DATÇA MUĞLA/DATÇA ÇANAKKALE İNTEPE ÇANAKKALE İNTEPE MANİSA AKHİSAR MANİSA AKHİSAR BALIKESİR BANDIRMA MANİSA AKHİSAR İZMİR ÇEŞME İZMİR KARABURUN YERİ ÇANAKKALE GÖKÇEADA YERİ İZMİR ÇEŞME KOCADAĞ İZMİR KARABURUN ÇANAKKALE LAPSEKİ HATAY ŞENKÖY İZMİR HACIÖMERLİ HATAY BELEN YERİ BALIKESİR ERDEK ÇANAKKALE KARABİGA ÇANAKKALE KUMKALE İZMİR/ÇEŞME İZMİR/ÇEŞME KARABURUN YELLİCE 1 o

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergis Tablo 4. Çanakkale'nin Aylık Ortalama Rüzgar Hızlan (m/s) YIL 1991 1992 1993 1994 1995 1996 0 7,9 A A 4,2 8,4 8,1 ş 7,4 A A 5,7 6,1 7,5 M 5,1 4,9 A 6 6,3 5,9 N 4,9 4,8 A 4,5 4,7 M 4,6 4,6 3,9 4,4 5,8 H 4,3 4,5 5,3 5,4 4,9 T 4,8 6,1 Kaynak: Rüzgar Enerjisi, http://www.yenenerkay.cjb.net A 7,5 7,3 8 6,4 6,7 E 6,4 7,4 6 5,3 5,7 E 6,1 6,2 6,5 4,6 8,7 K 6 A 9 5,2 A A A A 5,8 6,3 6 ORT 5,91 5,67 6,36 5,34 6,33 7,17 Tablo 5. Rüzgar Türbini Özellikleri Rüzgar Türbini Güç Voltaj Kanat Sayısı Kanat Çapı Başlangıç Hızı Optimal Hız Maksimum Hız Ayak Yüksekliği S CS-40 40 kw 380 V 3 Faz 50 Hz 3 21 m 3,2 m/s 14 m/s 34 m/s 40-60 m Kavnak: http://www.windrehall.com CTr 40 Rıgpd Tiııbıu ı.4 :. 7 4 0 <.: e,4 \* "4 IOJ 11,7 1:0 10 ı*.4 us,? 12.1 193 Hepi Hm ılıısı Şekil 1. Rüzgar Türbini Güç Değişim Eğrisi Bu verilerin ışığında ülkemizin büyük güçte rüzgar tarlaları kurulması için elverişli olduğu görülmektedir. Zengin rüzgar enerjisi potansiyeline sahip olan bölgelerden başlanarak bölge şartların uygun projeler uygulanmalıdır. Özellikle enterkonnekte sistemden beslenmenin daha yüksek maliyete sahip olan bölgelerde, adalarda, kırsal alanlarda yararlanılabilir. Marmara (51,91 W/m 2 ), Güneydoğu Anadolu (29,33 W/m 2 ) ve Ege (23,447 W/m 2 ) ile enterkonnekte sisteme bağlanabilecek rüzgar tarlalannın kurulabileceği bölgelerdir. Bu amaçla öncelikli olarak rüzgar enerjisi dönüşüm sistemlerinde kullanılan türbin makina ve kula gibi ekipmanların ithali için gerekli teşvikler yapılamalıdır. Daha sonra ise dışa bağımlılığı azaltmak amacı ile ülkemizde yapılacak üretim için AR-GE çahşmalan devletçe desteklenmelidir. Ancak devlet desteğinin sınırlı olması nedeni ile özel sektör de bu konuda sorumluluk altına girmelidir. Bu amaçla üretim için kredi sağlanabileceği gibi yerli üretim rüzgar sistemlerinin ürettiği enerji yap-işlet-devret modeli ile devlet tarafından satın alınarak bu alandaki çalışmalar desteklenebilir. KAYNAKÇA [1] Uyar, T.S., "Türkiye Enerji Sektöründe Karar Verme ve Rüzgar Enerjisi Entegrasyonu", http://www.kou.edu.tr/akademik/yenienerii. Nisan 2000. [2] Enerji Raporları, http://www.tedas.pov.tr. Nisan 2000. [3] Avrupa Rüzgar Enerjisi Birliği Türkiye Şubesi Bülteni, Sayı 1, Ankara 1999. [4] Termodinamik, Türkiye Kırsal Kesiminin Alternatif Enerji Potansiyeli ve Uzun Dönem Kırsal Enerji Planlaması, Sayı:22, 1994. [5] Çabuk, A.S. "Türkiyenin Rüzgar Enerjisi Potansiyelinin İncelenmesi ve Optimal Kullanım Kriterlerinin Saptanması", Yüksek Lisans Tezi, İstanbul, 2000. 169