ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN YÜZEY YERLEŞTİRMELİ KALICI MIKNATISLI SENKRON MOTOR TASARIMI

YILDIZ TEKNİK ÜNİVERSİTESİ ELEKTRİK ELEKTRONİK FAKÜLTESİ ELEKTRİK MÜHENDİSLİĞİ BÖLÜMÜ ELEKTRİKLİ ARAÇLAR İÇİN YÜZEY YERLEŞTİRMELİ KALICI MIKNATISLI SENKRON MOTOR TASARIMI Hazırlayan 10013084 İlker ÖZTÜRK Tez Danışmanı: Dr. Nur BEKİROĞLU İSTANBUL, 2014 1

HEDEF TORK DEĞERİ Bsy Bry Bst J keddy khisterisisα D δ Dizayn parametrelerinin girilmesi D,p,q Dizayn kısıtlamaları Dy,l,hry,Di Maksimum torkun elde edilmesi Sargılar Kw1,ebob(Qs,p)>1 Motorun geometrik datalarının bulunması Di,Dext,hss,hry,bss1,bss2,wtooth,l Dengeli Sargılama FEM ANALİZİ lgercek Kayıplar Pcu,Pdemir,ns Şekil Tasarım parametreleri hesaplanmasında Kullanılan Programın Akış diyagramı 2

İÇİNDEKİLER Sayfa SİMGE LİSTESİ... 3 KISALTMA LİSTESİ... 6 ÖZET... 7 1 GİRİŞ... 14 2 ALTERNATİF AKIM SENKRON MOTORLAR... 15 3 OPTİMUM ALAN ZAYIFLATMA OPERASYONU... 16 4 KALICI MIKNATISLAR... 19 5 ANALİTİK DİZAYN... 22 6 MANYETİK DİZAYN... 28 7 ÇALIŞMA PARAMETRELERİ... 30 8 MIKNATISLANMA ENDÜKTANSININ HESABI... 32 9 STATOR KAÇAK ENDÜKTANSININ HESABI... 33 10 MAKİNANIN ELEKTRİKİ DEVRE MODELİYLE İNCELENMESİ... 35 11 KAYIPLARIN MODELLENMESİ... 39 12 SONLU ELEMANLAR YÖNTEMİYLE MODELLEME... 41 EK1 SONLU ELEMANLAR YÖNTEMİYLE TASARLANAN MOTOR DATALARI 52 KAYNAKÇA.. 60 3

SİMGE LİSTESİ (Alfabetik) Acond İletkenin Alanı [m2] Acu Bir Oluktaki Bakır Alanı [m2] Asl Stator Oluk Alanı [m2] BD Bir Mıknatısın Demagnetizasyon değeri [T] Bm Hava Aralığı Maksimum Akı Değeri [T] Br Remenans Akı Yoğunluğu [T] B r,m Remenans Akı Yoğunluğu Maksimum Değeri [T] Bry Rotor Yoke Maksimum Akı Değeri [T] bss1 İç Stator Slot Genişliği [m] bss2 Dış Stator Slot Genişliği [m] Bst Satürasyon Akı Yoğunluğu [T] Bsy Stator Boyunduruğu Maksimum Akı Değeri [T] bts Stator Diş Genişliği [T] B δ Temel Akı Yoğunluğu Değeri [T] C Paralel Bağlantı Sayısı D Stator İç Yarıçapı [m] Di Stator Yarıçapı 4

Drc Rotor Çekirdeği Çapı [m] Dy [m] Stator Dış Yarıçapı E Back EMF [V] f fs Elektriki Frekans[Hz] Stator Sargıları Ek Faktörü hm Mıknatıs Yüksekliği [m] hry Rotor Yoke Yüksekliği [m] hss Stator Slot Yüksekliği [m] hsy Stator Yoke Yüksekliği [m] I Terminal Akımı [A] Id d Ekseni Terminal Akımı [A] Iq q Ekseni Terminal Akımı [A] J Akım Yoğunluğu [A/mm 2 ] kcarter Karter Faktörü keddy Eddy Kayıp Sabiti [W s 2 /T 2 /m 3 ] khyst Histerisis Akımı Sabiti [W s/t 2 /m 3 ]] kleak kopen kw1 Empirik Rotor Kayıp Sabiti Stator Slotunun Stator Açıklığına Oranı Birinci Harmoniğer Göre Sargı Faktörü l Aktif Uzunluk [m] Ld d Ekseni Uzunluğu [H] Lkaçak Stator Kaçak Endüktansı [H] Lm Mıknatıslanma Endüktansı [H] 5

Lq q Ekseni Endüktansı [H] m N ns p Pcu Faz Sayısı Faz Başına Dönüş Sayısı Stator Başına İletken Sayısı Kutup Sayısı Bakır Kaybı [W] peddy Eddy Kaynı Yoğunluğu [W/m3] physt Histerisis Kayıp Yoğunluğu [W/m3] piron Demir Kaybı Yoğunluğu [W/m3] Piron Toplam Demir Kaybı [W] Pout Çıkış Gücü [W] q Qs Her Fazdaki Kutup Sayısına Düşen Slot Sayısı Toplam Stator Slot Sayısı Rcu Bakır Kaybı Direnci [Ω] Reddy Eddy Kaybı Direnci [Ω] Rhyst Histerisis Kaybı Direnci [Ω] Riron Demir Kaybı Direnci [Ω] S1 Sinüsoidal Akım yükü [A/m] T Tork [Nm] U Terminal Gerilimi [V] Ud d Aksisindeki Terminal Gerilimi [V] UL-L Faz Faz İnverter Çıkışı Gerilim Değeri [V] Uq q Aksisindeki Terminal Gerilimi [V] wm Mıknatısın Çevresel Uzunluğu [m] 6

α Yarım Kutup Açısı [rad] 2α Kutup Açısı [rad] β Mıknatıs Akı Vektörü ile Akım Arasındaki Açı [rad] βst Steinmetz Sabiti γ Akım Açısı Back EMF ile Terminal Akımı Arası [rad] δ Hava Aralığı Uzunluğu [m] δe Eşdeğer Hava Aralığı Uzunluğu [m] η Verim μ0 Manyetik Alan Sabiti (4π 10-7) [Vs/Am] μr ξ Mıknatıs Relative Permeability Çıkıntı Oranı ρcu Bakır Öz Direnci (17.2e-9 Ωm @ 20 C) [Ωm] ρiron Demir Laminasyon Öz Direnci [Ωm] σiron Demir Kaplama İletkenliği [Ω-1m-1] τs Stator Slot Pitch [m] cos(φ) Güç Faktörü Φm Temel Akı Miktarı [Wb] Φmp Faz Başına Akı Miktarı [Wb] Φsy Stator Slot Maksimum Akı Yoğunluğu [Wb] Ψm Manyetik Akı Bağıntısı [Wb] ω Açısal Hız [Hz] ωel Elektriksel Açısal Hız [Hz] ωmech Mekaniki Açısal Hız [Hz] 7

KISALTMA LİSTESİ AC Alternatif Akım DC Doğru Akım SMSM Yüzey Monteli Senkron Motor IEEE Elektik ve Elektronik Mühendisleri Topluluğu 8

ŞEKİL LİSTESİ Şekil 2.1: Yüzey yerleştirmeli Şekil 2.2: İç yerleştirmeli Şekil 2.3: Senkron relüktans motor Şekil 3.1: Tasarlanan motorun hedef güç tork eğrisi Şekil 3.2: Sürekli mıknatıslı motorlarda alan zayıflatma işlemi Şekil 4.3:İdeal Şartlar Altında SMSM fazör diyagramı Şekil 4.1: Kalıcı mıknatıs için karakteristik değerler ve histerisis eğrisi Şekil 4.2:Mıknatısların genel parametre Değerleri [2] Şekil 5.1: Tasarlanan 4 Kutuplu Yüzey Yerleştirmeli Motorun Teknik Çizimi Şekil 5.2 :Hava aralığında temel ve gerçek akı değişimi Şekil 9.1: Bir slottaki kaçak alanın dağılımı Şekil 10.1: q Ekseninin devre modeli Şekil 10.2: d Ekseninin eşdeğer devre modeli Şekil 12.1 :Motorun Genel Görünümü Şekil 12.2: Motorun sargılaması ve Sargı sırası Şekil 12.3: Stator slotlarının Ansys Maxwell görünümü Şekil 12.4: NdFeB N35 tipi mıknatısın B-H eğrisi Şekil 12.5: Motorun 3 boyutlu genel şekli Şekil 12.6: Yük altında motor faz akımları Şekil 12.7: Yük altında motor gücü değişimi Şekil 12.8 : İki stator dişi arasında cogging tork Şekil 12.9 : Hava aralığındaki akı değeri Şekil 12.10 : Tasarlanan motorun verim ve tork açısı arasındaki ilişki Şekil 12.12 SMSM in sonlu elemanlar yöntemiyle elde edilen akı dağılımı 9

Şekil 12.13: Tasarlanan motorun 3 boyutlu geçici hal analizi Şekil 12.14: Geçici hal analizinde elde edilen akımların değişim grafikleri 10

TABLO LİSTESİ Tablo 5.1: Dizayn sabitleri Tablo 5.2:Dizayn parametreleri Tablo 12.1 : Stator oluklarının hesaplanan uzunluk değerleri Tablo 12.2 : Analitik ve sonlu elemanlar yöntemiyle hesaplamaların karşılaştırılması 11

ÖNSÖZ Değerli okurlar, Günümüzde fosil yakıtların tükenmeye başlaması ve kullanılan fosil yakıtların sera gazı etkisinden dolayı gelecekte kullandığımız kaynakları çeşitlendirmek ve geliştirmek zorundayız. Bugün Türkiye nin cari açığının büyük bir bölümünü, enerji alanı oluşturmaktadır Petrol ve doğalgaz alımları enerji sektörünün temelini oluşturmaktadır. Elektrikli araçlar ise bu noktadan sonra alternatif değil zaruri olmuştur. Bugün ki otomotiv teknolojisinin dayandığı nokta ise içten yanmalı motorlardır. Bu tip motorlar çevreye zararlı gazlar ve ağır metaller bırakmaktadır. Dolaylı yoldan şehirlerde kanser hastalığı riskini ağır metaller solunması sonucu artırmaktadır. Gelecekte ise batarya teknolojilerin gelişmesi paralelinde elektrikli araçları yollarda daha sık göreceğiz. Bu amaç adına Formula Student UK yarışmalarına katılan üniversitemizin motor sporları takımı olan YTURACING in gelecekte benzinli motorlardan elektrikli motora geçiş sürecinde bu tezin yollarına ışık tutacağı inancındayım. Tez sürecinde benden desteğini esirgemeyen, sorularımı net bir şekilde cevaplayan Doç.Dr Nur Bekiroğlu, Araştırma Görevlisi Murat Tezcan ve Araştırma Görevlisi Yusuf Yaşa hocalarıma içten bir teşekkürü bilirim. Aralık 2014 12

ÖZET Bu çalışmada, elektrikli araçlar için yüzey yerleştirilmeli sürekli mıknatıslı senkron motor tasarımı gerçekleştirilmiştir. Farklı oluk kutup sayıları denenmiş, elektromanyetik hesaplamalar sonucu boyutlar belli sınırlar dahilinde belirlenmiş hedeflenen güç ve tork değerlerinde tasarım gerçekleştirilmiştir. Anahtar Kelimeler: Kalıcı Mıknatıslı Motor, PM Motor, Sonlu Elemanlar 13

1 GİRİŞ Günümüz elektrikli araç teknolojinde tahrik sistemlerinde genel olarak indüksiyon motorları kullanılmaktadır. Aracın menzilinin artırılması ve uygun bir batarya entegrasyonu yapılabilmesi için motor verimliliği önemli bir rol oynamaktadır. Bu noktada, daimi mıknatısların kullanılması istenilen sonuçların elde edilmesinde büyük yardımcıdır. Bu tezin ana amacı, alan zayıflatılması yöntemi ile analitik tasarıma bağlı kriterlerle ve sonlu elemanlar yöntemiyle makinenin çalışma sınırlarının belirlenmesi ve uygun bir tasarım gerçekleştirilmesidir. Başlangıç noktası olarak, nominal tork 60 Nm, nominal devir 1500 d/d, nominal güç 10 kw olarak seçilmiştir. Motorun sabit güç altındaki maksimum devri 4500 d/d dir. 14

2 ALTERNATİF AKIM SENKRON MOTORLAR Genel olarak iki tip motor şekli vardır, çalışma prensipleri benzer olsa da birinci tip dışarıdan DC uyarmalı senkron motorlar diğeri ise uyarmanın temel olarak mıknatıslardan yapıldığı daimi mıknatıslı motorlardır. Sabit mıknatıslı senkron motorlar, mıknatısların yerleştirilme şekline göre iki ana gruba ayrılmaktadır. Mıknatısların, rotor yüzeyine yerleştirilen tip yüzeysel mıknatıslı senkron motor, mıknatısların rotor ekseninin içine doğru yerleştirilen tip ise içsel sürekli senkron motor olarak adlandırılmaktadır. Bir sürekli mıknatıslı senkron motor, bilinen rotor konumu ile eş zamanlı sinüs gerilimi ile sürülmektedir. Maksimum moment üretilmesi için stator akısı ile rotor akısı arasındaki faz farkı 90 derece olmalıdır. Sinüs gerilimi motorun stator sargılarına uygulanmaktadır. SMSM lerde yapısal kısıtlamalardan dolayı hava aralığındaki akı dağılımı düzgün değildir. Bu durum momentte dalgalanmalara ve inverter çıkışındaki akımlarda harmonik birleşenlere ve referans akımla gerçek akım arasında zaman gecikmelerine, momentte dalgalanmalara neden olmaktadır. Şekil 2.1Yüzey yerleştirmeli Şekil 2.2 İç yerleştirmeli Şekil 2.3 Senkron relüktans motor 15

3 OPTİMUM ALAN ZAYIFLATMA OPERASYONU Şekil 3.1: Tasarlanan motorun hedef güç tork eğrisi Dışarıdan uyarmalı motorlar uyarma sargılarına ve tork üretimi için ayrı sargılara sahiptirler. Kalıcı mıknatıslı motorlar, uyarma işlemi için mıknatıslara ve tork üretimi için tek bir stator sargısına sahiptirler. Bu tek sargıda üretilen akım iki birleşene sahiptir. Bu akımlar d eksenine ve q eksenine sahiptir. Bu akımları I d ve I q olarak ifade edebiliriz. I = I d 2 + I q 2 ( 2.1) Manyetik akı ya da alan, alan akımıyla kontrol edilemez. Ancak, mıknatıslarda üretilen sabit akıya karşılık büyük bir akı üretebilirse, akı kontrolü yapılmış olur. Bu durum ancak uyarma akımını artırarak mümkün olabilir. Bu akım d eksenindedir. 16

Şekil 3.2 Sürekli mıknatıslı motorlarda alan zayıflatma işlemi Motorda oluşan büyük akıyı vektör diyagramlarını kullanarak basit bir şekilde açıklayabiliriz. Vektör diyagramlarımız nominal hızın altında nominal hızda ve nominal hızın üzerinde olmak üzere üç tanedir. Bu noktada motorumuzun yüksek devirlerdeki davranışını motorda üretilen elektromotor kuvveti belirlemektedir. Bu noktada sabit güç sabit hız oranını kullanarak motorumuzun maksimum hızını belirleyerek motora uygulanan gerilim ve akımı sınırlandırmamız gerekmektedir. Vektör diyagramında, U terminal gerilimini, E stator sargılarında meydana gelen ters elektromotor kuvvetini ifade etmektedir. Şekil 3.3 İdeal Şartlar Altında SMSM fazör diyagramı Bu durumda motorun ideal gerilim sınırını şu formülle açıklayabiliriz. 2 U b ω 2. [(Ѱ m + L d I d ) 2 + (L q I q ) 2 ] ( 2.2) Burada ω açısal hız, Ѱ m manyetik akı ve L d ve L q motorun d ve q eksenlerindeki senkron 17

endüktaslarıdır. Motorda tork üretimi iki kısımdan oluşmaktadır. Bunlar mıknatıs torku ve relüktans (manyetik akıya karşı koyan zorluk) torkudur. Motorun toplam torku çıkıntı oranına bağlıdır. Yüzey yerleştirmeli kalıcı mıknatıslı motorlarda çıkıntı oranı ξ =1 dir. Bunun sebebi ise d ve q eksenlerinde endüktansların eşit olmasıdır. Motorun döner kısmındaki moment ifadesi; P çıkış =T.ω (2.3) Optimum alan zayıflatma yönteminde önemli bir kriter de akım bağıntısıdır, Motorda nominal akım değeri d eksenine uygulanırsa, motordaki akı değeri sıfır olmaktadır. Bu şekilde sonsuz maksimum hız elde edilmiş olur.[1] Ѱ m = L d I m ( 2.4) I m stator çevresindeki sargılarda akan akım değeridir. Toplam akım d eksenine uygulandığında akı değeri 0 olur ve teorik olarak sonsuz hız elde edilmiş olur. Optimum alan zayıflatma yönteminin elde edilişinde en önemli parametre motora uygulanan gerilim eşiğidir. Bu durumda inverter kullanım oranımız yaklaşık olarak 0.7 dir. Bunun sebebi sabit güç hız karakteristliğimizi yakalamamızda maksimum akının etkisidir yaklaşık olarak bu Ѱ m, yüzey yerleştirmeli motorlarda 1/ 2 değerine eşittir.(l d = L q ) Diğer tip motorlarda da bu durum aşağıda verilmiştir. i) İç yerleştirmeli motorda Ѱ m = L d.i m ii) Senkron reaktanslı motorlar teorik olarak sonsuz çıkıntılık oranına sahiptirler. 18

4 KALICI MIKNATISLAR İki tip manyetik malzeme vardır. Bunlar yumuşak malzemeler ve sert malzemelerdir. Öte yandan yumuşak malzemeler ferroelektrik materyal olarak adlandırılırlar. Bu tür maddeler kolaylıkla manyetik özellik kazanırlar ve kaybederler. Manyetik alanı yönlendirmek için kullanılırlar. Diğer yandan, katı maddeler manyetik özellikleri zor kazanır ve kaybederler geniş histerisis bölgelere sahiptirler. i) Doyma manyetik akı yoğunluğu B sat ve H sat : Dışarıdan harici olarak bir manyetik alan SMSM elemanları uygulandığında, elemanlar manyetik alan yönünde hizalanırlar. ii) Kalıcı akı yoğunluğu ya da mıknatıslanma değeri B r : Sıfır manyetik alan uygulandığında H=0 değerindeki manyetik akı yoğunluğu değeridir. iii) Koersivite Hc : Manyetik akı yoğunluğu sıfır a gelene kadar uygulanan manyetik alan değeridir. Daha ince mıknatıslar, aynı demanyetize değere sahip kalın mıknatısa göre daha yüksek koersivite değerine sahiptir ve dizayn noktasında önemli bir parametredir. 19

Şekil 4.1 Kalıcı mıknatıs için karakteristik değerler ve histerisis eğrisi Dizayn kısmında önemli diğer bir parametre ise sıcaklık değeridir. Dizayn kısmında ortam sıcaklığı 20 derece olarak alınmıştır ancak Neodyum tipi mıknatıslar maksimum 120 derecede çalışabilmektedirler. Bu değerden sonra, manyetik özelliklerini kaybederler. Sargı sıcaklığı ise 150 dereceyi geçmemelidir. Sıcaklık değerlerininde en önemli parametre ise akım yoğunluğu J dir. 7 J olduğu takdir de ekstra soğutmaya ihtiyaç yoktur. Bu değer üzerine çıkılırsa motorda bir soğutma sistemi tasarımına gidilmelidir. Sargılar ve mıknatıslar sıcaklığın yüksek etkisinden korunmalıdırlar. 20

Şekil 4.2 Mıknatısların genel parametre Değerleri [2] 21

5 ANALİTİK DİZAYN Dizayn kısmına başlamadan önce bazı değerler sabit seçilir ve dizayn bu değerler üzerinden yapılmaktadır. Bu değerler kutup sayısı, motorun nominal devri ve bunlara benzer parametrelerdir. i) Nominal tork 1500 devir/dakika da 60 NM ii) Sabit güç hız karakteristliği üç, maksimum motor devri 4500 devir/dakika iii) Stator iç çapı 100 mm iv) Toplam motor uzunluğu 170 mm 22

PARÇALAR SABİT SEMBOL DEĞER MAGNET Mıknatıslanma Akı Yoğunluğu B r 1.2 T MAGNET Bağıl Geçirgenlik µ r 1.05 MAGNET Sıcaklık Katsayısı T k 0.001 T/K MAGNET Mıknatıs Yoğunluğu p mag 7700 kg/m 3 MAGNET Mıknatıs Sıcaklığı Tm 120 C DEMİR Yoğunluk P d 7700 kg/m 3 DEMİR Eddy kaybı sabiti k eddy 4.25.10 5 DEMİR Histerisis Kayıp Sbt k histeriris 0.03 DEMİR Steinmetz Sabiti β 2 Sargılar Bakır Yoğunluğu p bakır 8930 kg/m 3 Sargılar Bakır Direnci r bakır 2.92.10 8 Ω. m Sargılar Bakır Ek Faktoru f f 0.45 Sargılar Bakır Sıcaklığı T bakır 150 C Tablo 5.1: Dizayn sabitleri [3] 23

Stator bölgesi maksimum akı yoğunluğu B sy 1.6 T Rotor bölgesi maksimum akı yoğunluğu B ry 1.6 T Stator oluklarındaki maksimum akı yoğunluğu B st 1.8T Hava aralığı maksimum akı yoğunluğu B δ 0.9T Hava aralığı Δ 1 mm Mıknatıs elektriksel açı değeri α 120 0 Aktif uzunluk L 170 mm Mıknatıs Sıcaklığı T mık 120 0 C Tablo 5.2:Dizayn parametreleri Bu sabitlerin yani sıra tasarımımızı gerçekleştirebilmek için bazı değer atamaları yapmamız gerekmektedir. Bu başlangıç noktalarından hareketle tasarımımızda diğer parametreleri bulacağız. 24

Motor kutup sayısı P 4 Stator iç yarıçapı D 100 mm Motor nominal devri n 1500 d/d Motor maksimum devri n max 4500 d/d Tablo 5.3 : Dizayn başlangıç noktaları Şekil 5.1 Tasarlanan 4 Kutuplu Yüzey Yerleştirmeli Motorun Teknik Çizimi Analitik tasarım aşamasında diğer önemli parametrelerden birisi de hava aralığı akı değerinin 25

bulunmasıdır. Hava aralığı akı değeri mıknatısın yüksekliğine ve mıknatısın kapladığı alanın açı cinsinden ifadesine bağlıdır. 2α açı değeri bu tür makinelerde genellikle 120 0 seçilmektedir. Şekil 9 da görüldüğü gibi maksimum akı yoğunluğunun şekli bir dikdörtgene benzemektedir. Bu dikdörtgenin Fourier serisine açılmış halinin temel dalgası bize hava aralığındaki akı değerini vermektedir. B δ = 4 B π msinα ( 4.1) Burada α değeri yarım kutup açısını temsil etmektedir ve değeri 60 0 dir. Eğer mıknatısımızın kapladığı açı değerini 180 0 ye çıkarmak istersek, mıknatısımız yaklaşık olarak yarı yarıya daha büyük olmak zorunda olacaktı. Bunun yanı sıra mıknatısın kapladığı açı değeri arttıkça hava aralığındaki akı değeri de yükselmektedir. Bu yükselmenin yaklaşık değeri de %15 civarındadır. Mıknatıs yüksekliği h m ile hava aralığı akı değeri B δ arasındaki bağıntı ise aşağıda sıcaklığa bağlı olarak formülize edilmiştir. Maksimum akı yoğunluğu yaklaşık olarak; B m =B r,m 1 1+µ r δe hm ( 4.2) değerine eşittir. Formüldeki B r,m değeri, genellikle 15-20 derece sargı sıcaklığındaki remenans akı yoğunluğu değeridir. µ r ifadesi ise mıknatısın göreceli geçirgenliğini ifade etmektedir.δ e değeri ise stator oluklarının etkisi altındaki eşdeğer hava aralığı değerini vermektedir. δ e =k karter.δ ( 4.3) k karter, karter sabitinin gösterilişidir. Basit olarak ortalama akı yoğunluğunun maksimum akı yoğunluğuna oranı karter sabitini vermektedir. Bunun yanı sıra, karter sabitini mıknatısın geometrik büyüklüklerinden de bulabiliriz. SMSM makinalarda mıknatıs yüksekliği genel olarak 2.5mm ile 10 mm arasında değişmektedir. Tasarımımızda mıknatıs büyüklüğü fiyat performans kalitesine göre 3 mm olarak belirlenmiştir. Mıknatıs yüksekliği daha büyük seçilirse makine boyutları büyümekte ve genel olarak verimde iyileşme gözlenmektedir. 26

Şekil 5.2 Hava aralığında temel ve gerçek akı değişimi Bu noktada, α yarım kutup açısının değişimini geometrik olarak ifade etmemiz gerekmektedir. Yarım kutup açısı mıknatısın boyuna, kutup sayısına,motorun iç çapına ve hava aralığının uzunluğuna bağlıdır. 2α π = w m.p 2(D 2.δ) ( 4.4) 27

6 MANYETİK DİZAYN Her kutuptaki toplam manyetik akı değeri, mıknatıslar tarafından üretilmektedir. Maksimum akı yoğunluğunun çekirdek alanı ile çarpılması sonucu elde edilir. Çekirdek alanı ise, mıknatısın çevresel uzunluğu ile motor uzunluğunun çarpılması ile elde edilmektedir. Mıknatısın çevresel uzunluğu w m in ifadesi w m = 2α.(D-2.δ) (5.1) p φ mp =B m.w m.l 1 =B m. 2α p.(d-2.δ). l1 ( 5.2) Denklem 5.2 ifadesi ile her kutuptaki maksimum akı değerini matematiksel olarak ifade etmiş olduk. Stator boyunduruklarındaki akı ifadesi maksimum akı fonksiyonunun yarısına eşittir. Bu noktada, benzer bir formülizasyon ile stator boyunduruklarındaki akı değeri yaklaşık olarak elde edilir ve bulunan değer denklem 5.2 nin yarısına eşitlenerek stator boyunduruklarının uzunluğu bulunur. Stacking faktör genel tasarımlarda 0.95 değerinde iken bunu 1 kabul edersek rotor boyunduruklarındaki uzunluğu da stator boyunduruğundaki uzunluğa eşit olur. Böylece tasarım parametrelerinin bulunması kolaylaştırılmış olur. h sy = α.b m.(d 2.δ) P.k j.b sy (5.3) h ry = α.b m.(d 2.δ) P.k j.b ry (5.4) 28

Bu noktadan sonra geriye stator diş genişliğinin hesabı kalmaktadır. Benzer bir yöntem ile Stator diş genişliğinin hesabı şu şekildedir. b ts = B m.π.(d 2.δ) Qs.k j.b st ( 5.5) Öncelikle tasarımın tamamını bitirebilmek için geriye oluk açıklıklarının hesabı kalmıştır. Oluk açıklıkları hesabında parametrelerimiz stator iç çapı ve oluk sayılarıdır.. Denklem 4. 1. 6 da formulize edildiği gibi oluk açıklığımız τ s τ s = π.d Qs (5.6) Stator slotlarımız simetrik olmadığı için bss1 ve bss2 gibi iki farklı büyüklüğe ihtiyaç duyacağız. Şekil itibari ile oluklarımız birer yamuğa benzemektedirler. bss1 =τ s -w tooth (5.7) bss2=π. D+2h ss - w Qs tooth (5.8) Bu noktadan sonra oluk alanımızın ifadesi 5.9 numaralı denklemde verilmiştir. A sl = bss1+bss2 2 (5.9) Bu olukların içerisindeki sargıların miktarını belirleyen diğer önemli faktör ise sargı ek faktörüdür. İdeal olarak 0.79 a eşit alınabilir. Temel olarak, hava ve iletkenler arası izolasyonun kapalılık miktarını vermektedir. Bakır alanının ifadesi: A cu =f f.a sl (5.10) Toplam bakır alanından bir iletkenin kesitine ulaşmak için toplam bir oluktaki iletken sayısına bölmemiz gerekmektedir. Dizayn işlemi yapılırken iletken sayısının on(10) dan büyük ve üç ün katları olması alan dağılımında simetrikliği ve kayıpların azalmasını artırmaktadır. A con = A cu n s (5.11) 29

7 ÇALIŞMA PARAMETRELERİ Bu bölümde 1500 rpm ve 4 kutuplu makinamızın tork değerlerini sargılarda endüklenen gerilim ifadeleri ile makinamızın modelini oluşturacağız. İlk olarak makinada endüklenen tork ifadesi T=π. (D δ)2.l.s 4..B δ.k w1.sin(β) (6.1) Tork ifadesinin genel formülü yukarıdaki gibidir. Burada nominal hızda q ve d eksenlerindeki açının değeri tam 90 derecedir. Bu sebepten dolayı uretilen moment maksimum değerini alır ve sin(β) değeri 1 e eşit olur. Harmoniğin ilk değerine göre hesaplanan sargı sarım faktörünün ifadesi kw 1 = 1 q. sin (π 6 ) sin ( π 6q ) (6.2) Denklemdeki ifadede q değeri bir fazdaki kutup başına düşen stator oluk sayısıdır.. q= Q P.m ( 6.3) Slot başına düşen stator maksimum akım değerinin hesaplanması tork değerinin bulunması için gereklidir. n s.i=s 1.τ (6.4) Akım yoğunluğu fonksiyonu olan J, bu koşullar altında hesaplanabilir. Yukarıda bahsettiğimiz gibi dizayn parametreleri belirlenirken bu değer seçilir eğer seçilen değer 7 ve üzeri ise ekstra soğutma sistemine ihtiyaç duyulmaktadır. J= n si A cu (6.5) 30

Bobinlerde indüklenen maksimum gerilim E, mıknatıslarda meydana gelen akının zamana bağlı türevidir. E= N.max[ dφ m dt ] (6.6) N faz başına iletkenlerin dönüş sayısını ifade eder. N= p 2.q.n s.k w1 (6.7) φ m = ^ φ m.sin(ω el. t) (6.8) ω el =2.π.f=ω mec. p 2 (6.9) ϕ m yerine elde ettiğimiz değerleri yazarsak indüklenen gerilim değeri (6.10) Nominal hızda çıkış gücü ifadesi P= 3 E.Icos(ϓ) 2 =3 E.I (6.11) 2 cos(ϓ) değeri I=I d olduğu için 1 alındığında maksimum çıkış gücünü vermektedir. 31

8 MIKNATISLANMA ENDÜKTANSLARININ HESAPLANMASI Yüzey monteli senkron motorlarda d ve q eksenlerindeki endüktans değerleri birbirine eşit kabul edilebilir. Ancak L d ve L q endüktans değerleri gerçekte birbirinden çok az farklıdır. Ancak bu hesaplamalarımızda iki değeri aynı kabul edeceğiz ve hesaplarımızı bu yönde yapacağız. Demir doygunluğunu göz ardı ederek d eksenindeki endüktans değeri L d = Ѱ d,armatür = N.φ d,armatür (7.1) I d I d Burada armatür akısının değerine matematiksel olarak ihtiyacımız olacaktır. Armatür akısının değerini aşağıdaki eşitlikten faydalanarak elde edeceğiz. φ d,armatür = B d,armatür. π(d δ).l p 2 π (7.2) Burada armatür akısını akı yoğunluğu ve mekanik büyüklükler yardımıyla ifade etmiş olduk. Armatürde meydana gelen manyetik akı yoğunluğunun formülü 4 π B d,armatür = µ 0.H d,armatür =µ 0..3 2.I d. q.n s.k w1 δ e + I m µr (7.3) Yukarıdaki ifadeleri kullanarak d eksenindeki endüktans değerimiz L d L d = 3 π. (q. n s. k w1 ) 2. µ 0 δ e + I m µr.(d δ). l) ( 7.4) Yukarıda da bahsettiğimiz gibi q ve d eksenlerindeki endüktans değerlerimiz eşit olmaktadır. L q = L d = 3 π. (q. n s. k w1 ) 2. µ 0 δ e + I m µr.(d δ). l) (7.5) 32

9 STATOR KAÇAK ENDÜKTANSININ HESABI Statordaki kaçak endüktans stator oluklarında meydana gelen akıya ters yönde etki edip akının azalmasına neden olmaktadır. Statorda meydana gelen alan şiddetini amper kanunu kullanarak elde edebiliriz. Kaçak endüktans hesabını yaparken, kaçak endüktansın oluk çevresinde meydana geldiğini, deri etkisinin olmadığını ve demir geçirgenliğinin sonsuz değerde olduğunu kabul edeceğiz. Bu hesabın yapılmasında oluk geometrimizin dikdörtgen olduğunu ve aynı zamanda alan şiddetinin lineer halde olduğunu ek kabuller olarak listeleyebiliriz. Olukların yüksekliği boyunca meydana gelen alan şiddeti Kirchhoff un gerilim yasasından kapalı bir çevre etrafında toplanmasıyla elde edilebilir. n s.i cond = H. db=h max.b ss1.k open (8.1) Şekil 9.1 Bir oluktaki kaçak alanın dağılımı 33

Açılan oluklarda depo edilen manyetik enerji ifadesi W s0 şu şekilde yazılabilir. (8.3) Formülizasyonda gösterilen λ 1 ise stator oluklarındaki özel manyetik iletkenlik katsayısı olarak hesaplanmaktadır. Şekil 10 un yardımı ile aşağıdaki gibi formülize edilebilir. (8.4) Manyetik alanda depo edilen enerji miktarını faydalı enerji olarak ifade edersek W S = 1 2.L kaçak.i 2 (8.5) Manyetik alanda depo edilen enerji miktarı açılan oluklarda meydana gelen manyetik enerjiye eşittir. Bu eşitliği kullanarak kaçak endüktans değerimizi belirleyeceğiz. L kaçak =p.q.n s 2.l..µ 0. λ 1 (8.6) 34

10 MAKİNANIN ELEKTRİKİ DEVRE MODELLERİ İLE İNCELENMESİ Şekil 10.1 q Ekseninin devre modeli Şekil 10.2 d Ekseninin eşdeğer devre modeli Görüldüğü üzere bakır kaybı devremizde direnç olarak modellenmiş, gerilim, manyetik endüktans ile kaçak endüktans açısal hıza bağlı birer akım kaynağı ile modellenmiştir. Akım kaynağı olarak modellenmesinin temel sebebi tasarımın d ve q eksenleri üzerindeki akımlardan meydana geldiğidir. Nominal hızda çalışırken Id maksimum Iq 0 amper ve Makinamızın tasarım kriterlerinde belirlenen maksimum hızında ise Id 0 Iq maksimum akım Değerlerine sahiptir. 35

Nominal hız altında terminal gerilimimi devre denklemleri kullanılarak elde edebiliriz. U q =E+I.R cu. ve U d =-ω.(l m + L kaçak ).I (9.1) U b = U q 2 + U d 2 (9.2) Şekil 10.2 a)nominal b)nominal c) Maksimum Hızda hızın üzerinde hızda Yukarıdaki vektör diyagramlarını kullanılarak bilinen bir stator akım değerinde güç faktörü şu şekilde elde edilebilir. cos(φ)= E+R cu U b (9.3) Vektör diyagramlarını kullanarak maksimum hızımızdaki d ve q eksenlerinde meydana gelen 36

gerilim ifadesi (9.4) Vektör diyagramlarını kullanarak maksimum hızda endüklenebilecek maksimum gerilim İfadesini bulabiliriz. Bu gerilim ifadesi tasarım için kritik bir önem arz etmektedir. Bu gerilimde meydana gelen manyetik alan makinamızın hedeflenen frekans değerine çıkmadan ani şekilde sıfır hıza düşmesine neden olmaktadır. Yukarıda vektör diyagramında görüldüğü üzere maksimum hızda terminal gerilimi endüklenen gerilimden düşük olmaktadır. Bu sebeple motor çalışma esnasında inverter yardımı ile bu gerilimi bastıracak ters alan şiddeti makinaya uygulanmalıdır. Makinanın ürettiği elektromotor kuvvetinin maksimum değeri şu bağıntı ile ifade edilebilir. E max =E. f max f (9.5) Maksimum alan zayıflatma aralığı maksimum frekansın nominal frekansa oranı olarak verilebilir. Denklem 6.6 da görüldüğü üzere sınırı değerimiz (9.6) Bu denklemler seri yıldız bağlı sargılara göre elde edilmiştir. Diğer sarım türü ise paralel bağlı yıldız konfigürasyonudur. Burada dikkat edilmesi gereken husus sargılardaki iletken sayısının aynı kalmasıdır. Eğer paralel bağlantı sayısına c dersek: Endüklenen gerilim E, c paralel bağlantı sayısına bölünmelidir. 37

İletken akımları aynı kalmasına rağmen, terminal akımı c katına çıkar. Sargı direçleri c oranına bölünerek azalır. Mıknatıslanma endüktansı ve kaçak endüktans c sabitinin karesine bölünür ancak p.u cinsinden toplam endüktans sabit kalır. Çalışma performansı, alan bastırma aralığı ve güç faktörü bu değişimden etkilenmezler. 38

11 KAYIPLARIN MODELLENMESİ Sürekli mıknatıslı motorlarda kayıplar modellenirken devre modeli kullanılır. Stator demir kaybı toplam kaybın büyük bir bölümünü oluşturmaktadır. Gerçekte ise demir kaybının bir bölümünü rotor kayıpları ve sinüsoidal olmayan akı yoğunluğundan oluşan harmonik kayıpları meydana getirmektedir. Sürtünme kayıpları ihmal edilmiştir. Bir faz için stator bakır kaybı direnç modeli R cu Denklem 10.1 ρ cu, ifadesi bakırın öz direnci, k coil, stator sargı sonu empirik yollarla elde edilmiş sabitidir. D.π. k coil, ise bizim toplam bakır iletken uzunluğunu veren ifade olarak modelleyebiliriz. P cu =3.R cu.i 2 (10.2) Bakır kayıplarını azaltmanın en önemli yolu oluklar içerisindeki bakır sayısını artırmaktır. Ancak düşük hızlardan yüksek hızlara çıkarken bakır kaybının net bir etkisi yoktur. Bu önlemin yanı sıra kullanılan bakır iletkeninin boyutu büyütülebilir. Ancak, büyütülen bakır kesitinin akım yoğunluğu üzerinde bir etkisi bulunmamaktadır. En önemli etkisi ise soğutma yönünden daha faydalıdır. İzolasyon bölgesi ile iletkenler arasında termal izolasyonu sağlamaktadır. Diğer kayıplarımız ise eddy ve histerisis kaybı olarak sıralanabilir. Bu iki kaybın toplamı ise Demir kaybı olarak karşımıza çıkmaktadır. (10.3) ( 10.4) 39

Endüklenen gerilim E, motor frekansı ile orantılıdır. Eddy kaybı ise motor frekansının karesi ile orantılıdır. R eddy =sabit (10.5) f R hyst =R hyst (ω nominal ). (10.6) f nominal Demir kaybı histerisis ve eddy kayıplarının toplamına eşittir. Rotor demir kaybı ise ihmal edilebilecek kadar küçüktür. FEM similasyonunun doğru sonuç verebilmesi için matematiksel olarak bu kaybın hesaplanması yapılmalıdır. Demir kayıpları stator dişlerinde ve stator boyunduruklarında meydana gelmektedir. p iron =p eddy + p hyst =k hyst.β β st.ω el +k eddy.β 2 2.ω el (10.7) p eddy p hyst sırasıyla eddy kaybı ve histerisis kaybını sembolize eder. k hyst ve k eddy histerisis ve eddy kayıp sabitidir. β st ise steinmetz sabiti olarak adlandırılmaktadır. Bu sabitler laminasyon malzemesinin tipine bağlı olmaktadır. Silikon demir laminasyonu için bu sabitler şu şekildedir, k hyst 40 ile 55 arası, β st, 1.8 ile 2 arası ve k eddy, 0.04 ve 0.07 arası değişmektedir. Stator dişleri ve stator boyunduruklarındaki kayıplar ayrı ayrı matematiksel olarak incelenebilir.. Motorumuzun verim ifadesi ise denklem 10.8 de verilmiştir. (10.8) 40

12 SONLU ELEMANLAR YÖNTEMİ İLE MODELLEME Tezimizin bu kısmı Ansys Maxwell v16 programı ile gerçekleştirilecektir. Ansys firmasının üretttiği yazılım ile sonlu elemanlar analizi kolayca yapılabilmektedir. Bunun yanında Ansys firmasının sıcaklık, akış gibi diğer mühendislik konularında kullanılmak üzere geliştirdiği sonlu elemanlar yöntemini kullanan bilgisayar programları mevcuttur. 8.1)Geometri Modellemesi Şekil 12.1 Motorun Genel Görünümü 41

Sargılama da AAAZZZBBB sırası kullanılmış olup 2 yüzey sargılaması yapılmıştır. Şekil 12.2 Motorun sargılaması ve Sargı sırası 42

Şekil 12.3 Stator slotlarının Ansys Maxwell görünümü Matlab da yazılan program sonucu elde edilen veriler ışığında yukarıdaki şekile göre uyarlanmış genişlikler tablo halinde aşağıda verilmiştir. hs0 (mm) 1 hs2 (mm): 8.68496 bs0 (mm): 2 bs1 (mm): 4.84012 bs2 (mm): 6.35979 Üst diş genişliği (mm): 4.45059 Alt diş genişliği (mm) 4.45059 Tablo 12.1 Stator oluklarının hesaplanan uzunluk değerleri 43

Şekil 12.4 NdFeB N35 tipi mıknatısın B-H eğrisi Tasarımımızda kullanılan mıknatıs tipi NdFeB N35 tipidir. Mıknatıs yüksekliği 3 mm ve genişliği 51.68 mm olarak belirlenmiştir. 44

Şekil 12.5 Motorun 3 boyutlu genel şekli Şekil 12.6 Yük altında motor faz akımları 45

Şekil 12.7 Yük altında motor gücü değişimi Görüldüğü üzere motorumuzun tork açısına göre maksimum gücü 15 KW civarındadır. Toplam verim ise %92.4 ün üzerindedir. Şekil 12.8 İki stator dişi arasında cogging tork 46

Şekil 12.9 Hava aralığındaki akı değeri Görüldüğü üzere hava aralığındaki akı değeri sinusoidale yakın ancak harmonik içermektedir. Bu sebepten dolayı motor üzerinde harmoniklerden dolayı oluşan kayıplar mevcuttur. 47

Şekil 12.10 Tasarlanan motorun verim ve tork açısı arasındaki ilişki Şekil 12.12 Yüzey yerleştirmeli kalıcı mıknatıslı senkron motorun akı dağılımı Görüldüğü üzere, oluşan akı dağılımı son derece düzgündür ve N-S kutuplanması akının girip çıktığı bölgelerde görülebilir. 48

Şekil 12.12 SMSM in sonlu elemanlar yöntemiyle elde edilen akı dağılımı 49

Şekil 12.13: Tasarlanan motorun 3 boyutlu geçici hal analizi Geçici hal analizi sonuçlarına göre faz akımlarının tam olarak dengeye gelmesi yaklaşık olarak 60 milisaniye sürmektedir. Bu süreden sonra faz akımları dengeye oturduğu için üretilen tork değeri 60 Nm ye oturmaktadır. Şekil 12.14 Geçici hal analizinde elde edilen akımların değişim grafikleri 50

13 SONUÇLAR Motor tasarımımız matlab ve ansys maxwell de tamamlanmıştır. Tasarım basında hedeflenen değerler tutturulmuştur. Tasarım kriteri olarak 60 NM tork ve %90 in üzerinde verim elde edilmiştir. Verimin daha da yüksek olması için motor bara voltajı yükseltilmelidir. Bunun sebebi toplam kaybın %90 ından fazlası bakır kaybıdır. Giriş akımının tam yükte değeri 129 A Olduğu için 1 KW civarı toplam kayıp mevcuttur. Ekstra soğutma önlemleri kayıplardan dolayı alınmalıdır. İsim Analitik Sonlu Elemanlar Hata Hava Aralığındaki Aki Miktarı 0.9 T 0.8 T -%12 Stator Dişlerindeki Akı Miktarı 1.8 T 1.58943 T -%11.2 Stator Yoke Akı Miktarı 1.6 T 1.47414 T -%7.87 Rotor-Yoke Akı Yoğunluğu 1.6 T 1.34649 -%15.6 Tablo 13.2 : Analitik ve sonlu elemanlar yöntemiyle hesaplamaların karşılaştırılması Cogging torku azaltmak için sarım şekli değiştirilebilir. Farklı geometriler denenebilir. Elde edilen tüm dizayn dataları aşağıda ek olarak verilmiştir. Gelecekteki çalışmalar, Motor gücünün yükseltilmesi, verimin iyileştirilmesi ve Motorun kontrolü üzerine olacaktır. Gelişen teknolojiye paralel malzeme mühendisliğinin yeni ürünleri yeni tasarımlarımda yer alacaktır. Bu tezin asıl amacı Yturacing Formula Student UK takımının gelecek senelerde elektrikli araç tasarımı sırasında aracın alt sisteminin en önemli parçası olan motorun tasarım aşamalarına ışık tutması için ele alınmıştır. 51

EK 1 MOTORUN TASARIM PARAMETRELERİ ADJUSTABLE-SPEED PERMANENT MAGNET SYNCHRONOUS MOTOR DESIGN File: Setup1.res GENERAL DATA Rated Output Power (kw): 9.42778 Rated Voltage (V): 48 Number of Poles: 4 Frequency (Hz): 50 Frictional Loss (W): 100 Windage Loss (W): 50 Rotor Position: Type of Circuit: Type of Source: Domain: Inner Y3 Sine Time Operating Temperature (C): 75 STATOR DATA 52

Number of Stator Slots: 36 Outer Diameter of Stator (mm): 155.5 Inner Diameter of Stator (mm): 100 Type of Stator Slot: 1 Stator Slot hs0 (mm): 1 hs2 (mm): 8.68496 bs0 (mm): 2 bs1 (mm): 4.84012 bs2 (mm): 6.35979 Top Tooth Width (mm): 4.45059 Bottom Tooth Width (mm): 4.45059 Skew Width (Number of Slots): 0 Length of Stator Core (mm): 170 Stacking Factor of Stator Core: 0.95 Type of Steel: steel_1008 Designed Wedge Thickness (mm): 1.58875 Slot Insulation Thickness (mm): 0 Layer Insulation Thickness (mm): 0 End Length Adjustment (mm): 0 Number of Parallel Branches: 4 Number of Conductors per Slot: 12 53

Type of Coils: 21 Average Coil Pitch: 9 Number of Wires per Conductor: 32 Wire Diameter (mm): 0.361 Wire Wrap Thickness (mm): 0 Slot Area (mm^2): 75.4275 Net Slot Area (mm^2): 67.4633 Limited Slot Fill Factor (%): 75 Stator Slot Fill Factor (%): 74.1785 Coil Half-Turn Length (mm): 286.692 Wire Resistivity (ohm.mm^2/m): 0.0217 ROTOR DATA Minimum Air Gap (mm): 1.5 Inner Diameter (mm): 60 Length of Rotor (mm): 165 Stacking Factor of Iron Core: 0.95 Type of Steel: steel_1008 Polar Arc Radius (mm): 48.5 Mechanical Pole Embrace: 0.7 Electrical Pole Embrace: 0.699988 Max. Thickness of Magnet (mm): 3 Width of Magnet (mm): 51.6792 54

Type of Magnet: NdFe35 Type of Rotor: 1 Magnetic Shaft: Yes PERMANENT MAGNET DATA Residual Flux Density (Tesla): 1.23 Coercive Force (ka/m): 890 Maximum Energy Density (kj/m^3): 273.675 Relative Recoil Permeability: 1.09981 Demagnetized Flux Density (Tesla): 0 Recoil Residual Flux Density (Tesla): 1.23 Recoil Coercive Force (ka/m): 890 MATERIAL CONSUMPTION Armature Wire Density (kg/m^3): 8900 Permanent Magnet Density (kg/m^3): 7400 Armature Core Steel Density (kg/m^3): 7872 Rotor Core Steel Density (kg/m^3): 7872 Armature Copper Weight (kg): 3.61031 Permanent Magnet Weight (kg): 0.757204 Armature Core Steel Weight (kg): 10.7068 55

Rotor Core Steel Weight (kg): 4.5365 Total Net Weight (kg): 19.6108 Armature Core Steel Consumption (kg): 23.1159 Rotor Core Steel Consumption (kg): 8.56324 STEADY STATE PARAMETERS Stator Winding Factor: 0.959795 D-Axis Reactive Reactance Xad (ohm): 0.0993854 Q-Axis Reactive Reactance Xaq (ohm): 0.0993854 D-Axis Reactance X1+Xad (ohm): 0.117178 Q-Axis Reactance X1+Xaq (ohm): 0.117178 Armature Leakage Reactance X1 (ohm): 0.0177922 Zero-Sequence Reactance X0 (ohm): 0.0177922 Armature Phase Resistance R1 (ohm): 0.0170948 Armature Phase Resistance at 20C (ohm): 0.0140619 NO-LOAD MAGNETIC DATA Stator-Teeth Flux Density (Tesla): 1.58943 Stator-Yoke Flux Density (Tesla): 1.47414 Rotor-Yoke Flux Density (Tesla): 1.34649 56

Air-Gap Flux Density (Tesla): 0.708404 Magnet Flux Density (Tesla): 0.767324 Stator-Teeth By-Pass Factor: 0.00319535 Stator-Yoke By-Pass Factor: Rotor-Yoke By-Pass Factor: 6.99544e-005 4.26574e-005 Stator-Teeth Ampere Turns (A.T): 35.0572 Stator-Yoke Ampere Turns (A.T): 39.9106 Rotor-Yoke Ampere Turns (A.T): 14.7651 Air-Gap Ampere Turns (A.T): 914.868 Magnet Ampere Turns (A.T): -1004.35 Leakage-Flux Factor: 1 Correction Factor for Magnetic Circuit Length of Stator Yoke: 0.48795 Correction Factor for Magnetic Circuit Length of Rotor Yoke: 0.57344 No-Load Line Current (A): 16.4135 No-Load Input Power (W): 163.946 Cogging Torque (N.m): 0.973065 FULL-LOAD DATA 57

Maximum Line Induced Voltage (V): 67.0963 Root-Mean-Square Line Current (A): 129.759 Root-Mean-Square Phase Current (A): 129.759 Armature Thermal Load (A^2/mm^3): 441.803 Specific Electric Loading (A/mm): 44.6071 Armature Current Density (A/mm^2): 9.90432 Frictional and Windage Loss (W): 150 Iron-Core Loss (W): 0.00130169 Armature Copper Loss (W): 863.485 Total Loss (W): 1013.49 Output Power (W): 9431.23 Input Power (W): 10444.7 Efficiency (%): 90.2967 Synchronous Speed (rpm): 1500 Rated Torque (N.m): 60.0411 Torque Angle (degree): 32.1101 Maximum Output Power (W): 15937.7 Torque Constant KT (Nm/A): 0.0479632 WINDING ARRANGEMENT 58

The 3-phase, 2-layer winding can be arranged in 9 slots as below: AAAZZZBBB Angle per slot (elec. degrees): 20 Phase-A axis (elec. degrees): 110 First slot center (elec. degrees): 0 TRANSIENT FEA INPUT DATA For Armature Winding: Number of Turns: 72 Parallel Branches: 4 Terminal Resistance (ohm): 0.0170948 End Leakage Inductance (H): 6.85981e-006 2D Equivalent Value: Equivalent Model Depth (mm): 165 Equivalent Stator Stacking Factor: 0.978788 Equivalent Rotor Stacking Factor: 0.95 Equivalent Br (Tesla): 1.23 Equivalent Hc (ka/m): 890 Estimated Rotor Inertial Moment (kg m^2): 0.0111858 59

KAYNAKÇA [1 ] MEIER S., (2001-2002), Theoretical design of surface-mounted permanent magnet motors with fieldweakening capability, Master of Thesis, Royal Institute of Technology, Stockholm [2] GIERAS F.J., Permament Motor Technology Design and Applications Third Edition,CRC PRESS,New York [3] Permament Magnet Selection and Design Handbook, Magcraft Advanced Magnetic Materials [4] Boughrara K., Chikouche L.K., Ibtiouen R., Zarko D. Ve Touhami Z., Analytical Model of Slotted Air-Gap Surface Mounted Permanent-Magnet [5]Synchronous MotorWith Magnet Bars Magnetized in the Shifting Direction,2009, IEEE TRANSACTIONS ON MAGNETICS, VOL. 45, NO. 2 [6] Chin Y.K,2004, A Permament Magnet Synchoronous for Electrical Vehicles Design analysis,royal Institute of Technology, Sweden [7] ANSYS MAXWELL USER GUIDE V15, Mart 2012 [8] Pyrhonen j.,jokinen T. Herabovcova V. Design of Rotating Electrical Machines,Şubat 2009 60

ÖZGEÇMİŞ Ad Soyad: İlker Öztürk Doğum Tarihi: 01.02.1992 Doğum Yeri: Sivas Lise: Bağcılar Osmangazi Lisesi Staj Yaptığı Yerler: Uskom Telekomünikasyon ve Kontrol Sistemleri A.Ş, İstanbul (4 hafta) Projeler 2.2 Kw DC-DC Düşürücü Yükseltici Dönüştürücü 220 VAC -48 VDC Ac Dc Dönüştürücülerin PID Kullanılarak Tasarımı Araç Gösterge Paneli İçin Canbus Genel Giriş Çıkış Bord Tasarımı Araç Güç Aktarma Organlarının Modellenmesi Benzinli Araçların Yakıt ve Ateşleme Haritalarının Steady State Yöntemiyle Elde Edilmesi Dc Motor Pozisyon Kontrolü Dört Silindirli Motorların Ateşleme Sürücü Tasarımı Led Takometre ve Vites Değiştirme Göstergesi Tasarımı Modbus Kontrollü Master/Slave Enerji Analizörü Tasarımı Pinomatik Valf Kontrolcüsü Tasarımı Selenoid Motor Kontrolcüsü Tasarımı Servo Motor PI Konum Kontrolü Uzaktan Data Kaydedici Kurulumu 61

NOTLAR 62