3-FAZLI KAFES ROTORLU ASENKRON MAKİNA TASARIMI (3-Phase Squirrel Cage Induction Motor Design)

1. KOCAELİ ÜNİVERSİTESİ
MÜHENDİSLİK FAKÜLTESİ ELEKTRİK MÜHENDİSLİĞİ BÖLÜMÜ
LİSANS BİTİRME ÇALIŞMASI
KONU:3-FAZLI KAFES ROTORLU ASENKRON MAKİNA TASARIMI
HAZIRLAYAN:Halil DEVECİ
NUMARA:120206075
DANIŞMAN:Yrd.Doç.Dr.Mehmet Zeki BİLGİN
Haziran,2016

2. 1
KOCAELİ ÜNİVERSİTESİ
MÜHENDİSLİK FAKÜLTESİ ELEKTRİK MÜHENDİSLİĞİ BÖLÜMÜ
LİSANS BİTİRME ÇALIŞMASI
KONU:3-FAZLI KAFES ROTORLU ASENKRON MAKİNA TASARIMI
HAZIRLAYAN:Halil DEVECİ
NUMARA:120206075
DANIŞMAN:Yrd.Doç.Dr.Mehmet Zeki BİLGİN
Haziran,2016

3. 2
ÖNSÖZ
Uzun bir yolun sonuna gelmiş olmanın dinginliği ve bölümümüzce iyi mühendisler
yetiştirmek için verilen sıkı bir teorik eğitimi tamamlamış olmanın mutluluğu içindeyim. Her
şeyden önemlisi mesleki ve etik kuralları özümsemiş, bilime ve bilgiye hak ettiği değeri veren,
ömür boyu öğrenme bilincine sahip bir elektrik mühendisi olarak, aldığım eğitimin hakkını
vermek gayesi ile mezun olup bu nitelikleri ömür boyu taşımak zorundalığının bilincinde
olduğumu paylaşmak isterim.
Lisans öğrenimim boyunca temel elektrik mühendisliği bilgilerini kazanmamda büyük emeği
geçen bütün Kocaeli Üniversitesi Elektrik Mühendisliği Bölümü akademik personeline
teşekkürü bir borç bilirim. Yine kazandığım bu bilgilerin ışığında yazmış olduğum bitirme
tezimde; başta danışmanlığımı üstlenen ve benden her türlü yardımı esirgemeyen
Yrd.Doç.Dr.Zeki BİLGİN’e, tasarımla ilgili sorularımı cevaplamalarıyla ve vermiş oldukları
değerli bilgilerle, elektrik makinaları alanındaki vizyonumu genişleten Prof.Dr. Feriha ERFAN
KUYUMCU ve Yrd.Doç.Dr. Sabri ÇAMUR’a ve araştırma görevlisi hocalarımla öğrenci
arkadaşlarım da dahil olmak üzere bütün KOÜ Elektrik Mühendisliği ailesine sonsuz
teşekkürlerimi sunarım. Ayrıca tasarım sırasında tavsiyeleri ile pratik yaklaşımlar geliştirmeme
yardımcı olan değerli arkadaşım Elk.Müh. İlker ÖZTÜRK’e minnetle teşekkür ederim.Son
olarak, bütün eğitim-öğretim hayatımda hep yanımda ve arkamda olan, her koşulda üzerimde
maddi ve manevi desteklerini hissettiğim ve bunun daimiliğini bildiğim için sevgili aileme
teşekkürlerimi sunarım.
Haziran 2016 Halil DEVECİ

4. 3
1 İÇİNDEKİLER
ÖZET....................................................................................................................................................... 4
1.GİRİŞ ................................................................................................................................................... 5
2.ELEKTRİK MAKİNALARININ TASARIMINDA KULLANILAN STANDARTLAR................... 6
2.1 Koruma Sınıfları(IEC 34-5) .................................................................................................... 6
2.2 İzolasyon Sınıfları(IEC 34-1).................................................................................................. 7
2.3 Çalışma Rejimleri(IEC 34-1) ..................................................................................................... 8
2.4 Soğutma Şekilleri(IEC 34-6)................................................................................................. 13
2.5 Yapı Şekilleri(IEC 34-7) ....................................................................................................... 14
3. ELEKTRİK MAKİNALARININ TASARIMINDA KULLANILAN FİZİK YASALARI.............. 18
3.1 Endüksiyon Yasası .................................................................................................................. 18
3.2 Biot-Savart Yasası................................................................................................................... 20
3.3 Amper Yasası .......................................................................................................................... 21
3.4 Yasaların Maxwell Denklemleri ile İfadesi............................................................................. 23
4. KAFES ROTORLU 2.2KW ASENKRON MOTORUN TASARLANMASI.................................. 25
4.1 Stator Tasarımı ........................................................................................................................ 27
4.2 Rotor Tasarımı......................................................................................................................... 39
5. EŞDEĞER DEVRENİN OLUŞTURULMASI VE KAYIPLAR ..................................................... 46
6. SİMULASYON ÇIKTILARI VE SONUÇLAR............................................................................... 51

5. 4
ÖZET
Bu çalışmada 2.2 kw üç fazlı indüksiyon makinasının tasarımı, gerekli hesaplamalar ve
ANSYS Maxwell16.0 programı kullanılarak standartlara uygun şekilde yapılmaya çalışılmış,
optimum performans elde edilmesi için gerekli görülen yaklaşımlar anlatılmış ve tasarıma
uygunluğu doğrultusunda uygulanmıştır. Tasarım sırasında tek bir kaynağa bağlı kalınmamış
olup pek çok dökümandan faydalanılmış ve temel fizik, geometri, elektromekanik bilgilerinin
yardımıyla özgün bir dizayn ortaya koyulması hedeflenmiştir.
ABSTRACT
In this thesis, the design of a three-phase squirrel cage induction motor have been done
according to NEMA and IEC standards with using “ANSYS Maxwell 16.00”. Some approaches
have been explained and applied to project for optimum performance. During the designing,
many scientific articles and books have been used as references. And with using of phsyics,
geometry, electromechanical laws, an original design have been tried to produce.

6. 5
1.GİRİŞ
1960’lı yıllardan itibaren güç elektroniğinin gelişmesiyle zamanla kontrolü kolaylaşan
asenkron makinalar, günümüzde yüksek verimleri ve uygun maliyetleri sebebiyle endüstride
çok sayıda alanda tercih edilmektedirler. Ayrıca; bakım gerektirmemeleri, kolayca yol
verilmeleri ve üretim kolaylığı asenkron makinalara olan rağbeti artıran etmenlerdir. Yapısında
fırça içermemesi, asenkron makinada bir yandan kayıpları azaltırken diğer yandan makinanın
problemsiz ve bakımsız çalışmasına olanak tanır. Asenkron makinalar bir ve üç fazlı olarak
üretilmektedirler. Bir fazlı asenkron makinanın statorunda kutupları oluşturan ana sargı
haricinde yol vermede kullanılan bir de yardımcı sargı bulunur. Bunun amacı iki tarafa birden
indüklenen döner alanlardan birinin diğerini yenmesini sağlayarak makinayı harekete
geçirmektir.
Bir fazlı asenkron makinalarda, ana sargı kalın kesitli ve çok sarımlı yapılırken yardımcı
sargı ise makinaya yol verildikten sonra devreden çıkacağından ince kesitli ve az sarımlı
yapılabilir. Ana sargı ve yardımcı sargı yukarıdaki paragrafta bahsedilen alan dengesini pozitif
döner alan yönünde bozmak için birbirlerine 90 derece açı farkı ile yerleştirilirler. Üç fazlı
asenkron makinalarda ise faz sargıları statora sinüzoidal olarak dağıtılmışlardır.
Asenkron makinaların düşük güçteki türlerinin yanı sıra 100 kW’ın üzerine çıkan geniş bir
güç aralığı vardır. Ayrıca uygulama alanına göre çalışma gerilimi 4-6 kV olan yüksek gerilimli
asenkron makinalar da imal edilmektedir. Ancak yüksek gerilimli asenkron makinalarda
izolasyon için stator oluklarının doluluk oranı aynı güçteki düşük gerilimli motorlara göre daha
düşük seçilmelidir. Bunun anlamı aynı oluk boyutundan daha az iletken kesiti geçmesi,
dolayısıyla aynı iletken kesiti için daha büyük oluk yapılması demektir ki; bu da verim
açısından istenen bir durum değildir. Bu durumun sonucu olarak motor büyüklüğü artmakta ve
bu da maliyet gibi problemleri beraberinde getirmektedir. Günümüzde yarıiletken
teknolojisinin gelişmesi ile yüksek devirlere ulaşan motorlar tasarlanabilmektedir. Bu tasarımın
en büyük yardımcısı sabit gerilim değişken frekans kontrolüdür. Böylece motorlar daha yüksek
devirlere çıkabilmekte ve daha küçük hacimlere sahip olabilmektedir. Ayrıca gerilim/frekans
oranı sabit tutularak şönt DC makina benzeri bir karakteristik yakalanabilmekte ve motor çok
geniş bir hız aralığında istenilen momentte çalıştırılabilmektedir.

7. 6
2.ELEKTRİK MAKİNALARININ TASARIMINDA KULLANILAN
STANDARTLAR
Elektrik motorlarının standartlarını belirleyen ve bunları yayınlayan iki temel kurum
IEC(International Electrotechnical Commission) ve NEMA (National Electrical Manufacturers
Association)' dır. Türkiye'de ise konu ile ilgili düzenleme Türk Standartları Enstitüsü (TSE)
tarafından IEC' ye dayanarak yapılmıştır.
NEMA standartlarının IEC standartlarına çevrimi için değişik kaynaklardan kapsamlı
araştırmalar yapılmalıdır. Bu zorluğun temel sebebi kullanılan birim sistemlerinin farklı
olmasıdır. Bu çalışmada NEMA ve IEC standartları beraber kullanılmış olup formüllerdeki
sabitler dolayısıyla birim sistemleri arasındaki sürekli geçişler kaçınılmazdır. Ancak daha
anlaşılır olmak ve karışıklığın önüne geçilmesi adına hesaplanan büyüklüklerin (SI) eşdeğerleri
yanlarında belirtilmiştir.
IEC-6034(Rotating Electrical Machines) standardından gerekli görülen maddeler aşağıdaki
alt başlıklarda verilmiştir.
2.1 Koruma Sınıfları(IEC 34-5)
Motorlar koruma derecelerine göre I P_ _ koduyla sınıflandırılmışlardır. I P _ _ (Ingress
Progress) diziminde ilk rakam katı maddelere karşı korumayı tarif ederken; ikinci ise sıvılara
karşı korumayı belirtmektedir.
Tablo-1) IP kodlamasındaki rakamların anlamları

8. 7
2.2 İzolasyon Sınıfları(IEC 34-1)
Motorların sargıları ve kullanılan izolasyon malzemeleri dayandıkları ısıya göre
sınıflandırılmış ve bu ayrım harflerle ifade edilmiştir. CI(Class of Insulation) harfleri ile
gösterilmektedir. Pek kullanılmasalar da Y ve C sınıfları da mevcuttur. Y sınıfı 90 derece C
sınıfı ise 180 derece ve üzeri anlamına gelmektedir.
Tablo-2) İzolasyon sınıflarının dayanabileceği sıcaklık değerleri
Ayrıca standart motorlar 40 ° C ortam sıcaklığına ve 1000m ortam yüksekliğine(deniz
seviyesinden) göre imal edildiklerinden bu değerleri aşan çalışma şartları motor performansına
etki edecektir. Etkilenme oranları aşağıdaki tablolarda gösterilmiştir. Bunlara ek olarak motor
yükündeki %4 lük bir artışın ısının %10 artmasına; izolasyon sınıfının kızgın noktasının %10
aşılması ise izolasyon ömrünün % 50 azalmasına sebep olduğu söylenebilir.

9. 8
Tablo-3) Ortam sıcaklığının motor gücüne etkisi
Tablo-4) Ortam yüksekliğinin motor gücüne etkisi
2.3 Çalışma Rejimleri(IEC 34-1)
IEC çalışma rejimlerini aşağıda belirtilip ayrıntılandırılacak olan sekiz farklı türde
incelemektedir.

10. 9
 S1 – Sürekli Çalışma
 S2 – Kısa Süreli Çalışma
 S3 – Aralıklı Periyodik Çalışma
 S4 – Kalkışlı, Aralıklı Periyodik Çalışma
 S5 – Elektrikli Frenleme ile Aralıklı Periyodik Çalışma
 S6 – Aralıklı Yük ile Sürekli Çalışma
 S7 – Elektrikli Frenleme ile Sürekli Çalışma
 S8 – Yük ve Hızda Periyodik Değişmeler ile Sürekli Çalışma
Sürekli çalışmada motor sabit yükte ısı dengesine ulaşmasına yetecek zaman kadar çalışır.
En sık kullanılan çalışma tipi olup bu tezde de sürekli çalışmaya göre tasarım yapılmıştır. Kısa
süreli çalışmada ise motor ısı dengesine ulaşacak kadar çalışma zamanı bulamazken, durma
süreleri motorun ortam ısısına dönmesine yetecek kadardır. Aralıklı periyodik çalışmada sabit
yük ile ardışık ve özdeş çalışma ve durma dönemleri olurken ısıl dengeye hiçbir zaman
ulaşılmaz. Buna örnek olarak bir seri üretim bandında delme veya kapaklama işlemi
yapılmasını sağlayan bir motor verilebilir. Kalkışlı çalışmalarda ise kalkış anında çekilen fazla
akım ısı yükselmesinde etkili olur. Elektrik frenleme yapılmaktaysa kalkışa ilave olarak
frenleme işlemi sırasında da ısı yükselmesi gözlenir. Aralıklı yükle sürekli çalışma ise periyodik
çalışmaya benzer olarak ısınma gösterir ancak bu kez ısı, motorun durması değil yükün miktarı
nedeniyle değişmektedir ve durma periyodu yoktur. Elektrikli frenleme ile sürekli çalışma
aralıklı yükle sürekli çalışmaya benzer bir grafiğe sahip olmakla birlikte burada ısı değişimi
frenlemeden kaynaklanmaktadır. Yük ve hızda periyodik değişimlerle sürekli çalışmada ise
hem motor devri hem de yükü değiştiğinden ısıda periyodik dalgalanmalar görülmektedir.
Bu çalışma sınıflarına ait kayıp güç grafikleri aşağıda gösterilmektedir. Bu güçler ısı olarak
ortaya çıktığından motor gücünün seçilmesinde önemlidir.
Şekil-1) S1 çalışma sınıfı için kayıp güç(ısı) grafiği

11. 10
Şekil-2) S2 çalışma sınıfı için kayıp güç(ısı) grafiği
Şekil-3) S3 çalışma sınıfı için kayıp güç(ısı) grafiği
Şekil-4) S4 çalışma sınıfı için kayıp güç(ısı) grafiği

12. 11
Şekil-5) S5 çalışma sınıfı için kayıp güç(ısı) grafiği
Şekil-6) S6 çalışma sınıfı için kayıp güç(ısı) grafiği
Şekil-7) S7 çalışma sınıfı için kayıp güç(ısı) grafiği

13. 12
Şekil-8) S8 çalışma sınıfı için kayıp güç(ısı) grafiği
Çalışma rejimleri motor gücünün seçimi açısından kritik önem taşımaktadır. Motorun bir
şekilde ısıl dengeye ulaşması veya durma, düşük yükte çalışma gibi periyotlarda ortam ısısına
dönmesi veya belli bir yere kadar soğuması motor gücünün belirlenmesinde anahtar öneme
sahiptir. Bu etmenler sayesinde motor, farklı bir çalışma tipi için, S1 çalışma rejiminde
çalışacak eşit yükü tahrik eden motora göre daha küçük güçlü seçilebilir. Aşağıdaki tabloda
çalışma rejimlerinin motor çıkış gücüne katsayı olarak etkileri verilmiştir.(standart değer
değildir.)
Tablo-5) Çalışma rejimleri için güç katsayıları tablosu
Aralıklı yük ile sürekli çalışma için tabloda toplam sürenin % si olarak belirtilen kısım toplam
yükün yüzdesi olacak şekilde değiştirilmelidir.

14. 13
2.4 Soğutma Şekilleri(IEC 34-6)
Motorlar sahip oldukları soğutma şekline göre IC_ _ (International Cooling) koduyla
sınıflandırılmışlardır. IC_ _ diziminde ilk rakam soğutma devresinin düzenlenmesini,
ikincisi ise soğutucunun dolaşımını sağlayan gücün temin edilme yöntemini
göstermektedir. Soğutma şeklini daha detaylı olarak ifade eden karmaşık düzenlemeler de
mevcuttur.(Örneğin soğutucu akışkan cinsi olarak; hava A ile, hidrojen H ile, azot N ile, su
W ile, yağ O ile kısaltılmaktadır.) IC rakamlarının anlamlarını içeren tablo aşağıda
verilmiştir.
Tablo-6) IC kodlarının anlamları
Bazı NEMA karşılıkları ise şu şekilde verilmektedir;
 IC 01 ifadesi NEMA'nın açık dizayn (open design) karşılığıdır.
 IC 40 ifadesi NEMA'nın TENV (Totally Enclosed Non-Ventilated) karşılığıdır.
 IC 41 ifadesi NEMA'nın TEFC (Totally Enclosed Fan Cooled)
karşılığıdır.
 IC 48 ifadesi NEMA'nın TEAO (Totally Enclosed Over) karşılığıdır.

15. 14
2.5 Yapı Şekilleri(IEC 34-7)
Motorlar yapım ve montaj tiplerine göre IM_ _ (International Mounting) kod dizilimiyle
gösterilirler. IM_ _ diziliminde iki ayrı kodlama tipi mevcuttur. Birinci kodlama tipinde IM’
den sonra ilk olarak harf sonra bir rakam gelir. B harfi yatay milli motorları ifade ederken, V
harfi düşey olanları simgelemek için kullanılmıştır. Bu dizilim yalnızca yan kapaklardan
yataklanmış motorları kapsamaktadır. Tüm elektrik motorlarını kapsayan ikinci kodlama
sisteminde ise IM_ _ _ _ ‘ den sonra 4 adet rakam gelir. İlk rakam yapım tipini, ikinci ve üçüncü
rakam montaj düzenini gösterirken son rakam ise mil uzantısını göstermektedir. Aşağıdaki
tablolarda ikinci kodlamadaki rakamların anlamları ve birinci ile ikinci kodlama arasındaki
bağıntı verilmiştir.
Tablo-7) IM_ _ kod dizilimi için rakamların anlamları

16. 15
Tablo-8) IM kod çeşitleri arasındaki bağıntı
Aşağıda gamak firmasının kataloğundan örnek olarak alınmış bazı yapı şekilleri ve
kodlamaları gösterilmektedir.
Şekil-9) Ayaklı motorlar için örnek yapı şekilleri

17. 16
Şekil-10) Flanşlı motorlar için örnek yapı şekilleri
Şekil-11) Ayaklı ve flanşlı motorlar için örnek yapı şekilleri

18. 17
Şekil-12) Gövdeden kurulu motorlar için örnek yapı şekilleri
Yukarıda verilen şekiller incelendiğinde her iki kodlama sisteminde verilen harf ve
rakamlara uygunluğu açıkça görülmektedir.
İlgili standartta gürültü sınırları ve titreşim değerleri gibi bu çalışmada değinilmeyen
parametreler de bulunmakta olduğu bilinmelidir.

19. 18
3. ELEKTRİK MAKİNALARININ TASARIMINDA KULLANILAN FİZİK
YASALARI
Elektrik makinalarının tasarımında kullanılan yasaların temelleri Maxwell denklemlerine
dayanmaktadır. Tüm alan eşitliklerini yazmak için beş adet vektör ve bir adet skaler büyüklük
yeterli olmaktadır. Bu büyüklükler;
Elektrik Alan E [V/m]
Manyetik Alan Şiddeti H [A/m]
Elektriksel Akı yoğunluğu D [C/m]
Manyetik Akı yoğunluğu B [𝑣 ⋅ 𝑠 ∕ 𝑚2
]=[T]
Akım yoğunluğu J [A/𝑚2
]
Elektriksel Yüklenme yoğunluğu
ⅆ𝑄
ⅆ𝑉
𝜌 [ 𝐶 ∕ 𝑚3
]
3.1 Endüksiyon Yasası
Lenz tarafından ortaya konan bu yasa endüksiyon yolu ile elektromotor kuvvetin elde
edilişini açıklar.Faraday ise bu yasayı elektrik makinalarına uygulamıştır.Endüksiyon yasasına
göre, manyetik alan içerisinde bulunan bir iletkenin yarattığı düzleme, dik açı yaparak geçen
akı miktarının zamana göre değişmesi ile bu iletkenin uçlarında bir gerilim endüklenir. Yani
gerilimin endüklenmesi için, düzlemden geçen akı miktarının zamana göre değişmesi
gereklidir. Bu değişimi ise aşağıdaki iki şekilde elde etmek mümkündür:
 Alternatif değişen manyetik alan kullanılıp, manyetik alanın değeri her periyotta pozitif
ve negatif değerler arasında zamana göre periyodik veya aperiyodik olarak
değiştirilerek.
 Manyetik alanın genliği ve yönü sabit tutulup, iletken düzlemi hareket ettirilerek.
Yukarıda belirtilen iki ayrı yöntem, değişik elektrik makinalarında kullanılmaktadır. Burada
amaç, iletken düzleminden dik açı ile geçen akı miktarının zamana göre değiştirilmesidir.
Birinci yöntem asenkron makinada kullanılırken, ikinci yöntem ise senkron makina ve doğru
akım makinalarında kullanılır.

20. 19
Endüksiyon yasasına göre iki ucu açık olan bir iletkenin kendine has bir düzlem meydana
getirebilmesi için uçlarından kıvrılarak, iki serbest ucunun yan yana getirilmesi gerekir. Çünkü
düzlem ancak bu şekilde özel bir düzlem olarak tarif edilebilir. Aksi halde, bir kıvrım meydana
getirmeyen, her iki ucu birbirine zıt yönde iletkenlerin tarif ettiği düzlem sayısı sonsuz
olacaktır. İşte bu kıvrılma işleminden sonra elde edilen şekil “sarım” olarak tanımlanmaktadır.
Kıvrılma işlemini aynı iletken için tekrarlayarak birden çok sarımlı bir bobin ürettiğimizi
düşünelim.(Bir sarımlı da olabilirdi.)Elde ettiğimiz bu bobine sıfırı ortada olan ve her iki yönde
sapabilen bir galvonometreyi seri bağladığımızda, yukarıda tanımladığımız bobin düzlemine
bir mıknatısın yaklaştırılması halinde, galvonometrenin bir yönde saptığı ve tekrar sıfıra
döndüğü görülür. Bu olay bobinde bir elektromotorkuvvet(emk) oluştuğunu göstermektedir.
Burada akan akımın yarattığı akı çizgileri, mıknatısın akı çizgilerine karşıdır ve mıknatısın
bobin düzlemine girmesini engelleyecek yöndedir. Mıknatıs, bulunduğu pozisyondan geri
çekilmek istenirse, bu defa galvonometre ters tarafa sapar ve bobin uçlarında, bir önceki
durumda endüklenen emk’ya ters bir emk endüklendiği görülür. Bu durumda sarımda akan
akımın meydana getirdiği akı çizgileri, mıknatısın bobin düzlemi dışına hareketini engelleyecek
yöndedir. Ancak hareketin durmasıyla akıdaki değişim de duracağından, galvonometre sıfıra
döner. Akının zamana göre değişmesi ile sarımda bir emk endüklendiğini ispatlayan bu deney
aşağıdaki şekilde gösterilmektedir.
Şekil-13)Bir bobinde emk endüklenmesi
Endüksiyon yasasına göre bobinde endüklenen emk ifadesi denklem 3.1’de verilmiştir.
Denklemdeki eksi işareti, endüklenen emk’nın kendini doğuran nedene zıt hareket etmekte
olduğunu, matematiksel olarak akı ile emk arasında 90 derecelik faz farkı olduğunu ve gerilimin
akıdan 90 derece geride olduğunu göstermektedir. Bu yasa Lenz tarafından ortaya konulmuştur.
Burada “N” sarım sayısını gösterirken "𝜙" akıyı "ⅇ" ise emk’yı göstermektedir.

21. 20
ⅇ = −𝑁
ⅆ𝜙
ⅆ𝑡
(3.1)
Faraday ise yaptığı deneylerle bu yasayı geniş çapta kullanmıştır. Faraday, mevcut bir
manyetik alan içinde “l” boyunda bir iletkeni “v” hızı ile hareket ettirerek, iletkenin iki ucu
arasında gerilim endüklenmesini sağlamış ve bunu daha sonra elektrik makinalarına
uygulamıştır.
İletken sadece bir sarımdan oluştuğu için, endüklenen emk denklemi 3.1’de N yerine bir
yazılmış hali olarak düşünülebilir. Burada "𝜙" yerine “B.A” yazılıp(Akı Yoğunluğu x Alan),
“A” yerine “l.x” (İletken Boyu x İletkenin İlerlediği Mesafe) yazılırsa denklem 3.2’de verilen
şekilde ifade edilebilir.
ⅇ = −𝐵 ⋅ 𝑙
ⅆ𝑥
ⅆ𝑡
(3.2)
Ayrıca hız, 𝑣 =
ⅆ𝑥
ⅆ𝑡
olduğundan, hareket yardımıyla elde edilen emk, denklem 3.3’de
verildiği gibi hesaplanır.
ⅇ = −𝐵. 𝑙. 𝑣 (3.3)
3.2 Biot-Savart Yasası
Manyetik alan içine yerleştirilen bir iletkenden akım geçirildiğinde, iletkene dik bir kuvvet
etkimektedir. Bu kuvvet, iletkeni manyetik alan içinde hareket ettirmeye çalışır.İletkene etkiyen
vektörlerden “F” kuvvetinin değeri, iletkenin “l” uzunluğu boyunca “B” manyetik alanının
homojen olduğu varsayımıyla ve iletken sayısı bir alınarak denklem 3.4’deki gibi ifade edilir.
Burada akı yoğunluğu ve akımın vektörel olarak çarpıldığı unutulmamalıdır.
𝐹 = ( 𝐵𝑥𝐼) 𝑙 =
𝜙
𝐴
𝐼 𝑙 (3.4)

22. 21
Elektrik makinalarında hareketi sağlayan “F” kuvvetidir. Aşağıdaki şekilde manyetik alan
içerisindeki bir tele etkiyen kuvvet gösterilmiştir.
Şekil-14)Manyetik alan içinde kım taşıyan iletkene etki eden kuvvet ve vektör yönleri
3.3 Amper Yasası
Amper yasası elektromanyetik alanı açıklayan yasadır. Manyetik alanın ispatı için aşağıda
anlatılan deney yapılır. Deneyde, üzerinden akım geçen bir iletkene bir pusula
yaklaştırıldığında, pusulanın saptığı gözlenir. Ayrıca iletkenin üstüne yerleştirilen pusulanın
gösterdiği yön ile aynı pusulanın iletkenin altına konulması halinde gösterdiği yönün zıt olması,
manyetik alanın, iletkenin etrafında, iletkene dik açıda bulunan bir düzlemde oluştuğunu
ispatlamaktadır. Akım ile manyetik alan yönü arasındaki ilişki sağ el kuralı yardımıyla
bulunabilir. Bu yöntemde sağ elin başparmağı akım yönünü gösterirken, geri kalan dört parmak
ise manyetik alan yönünü gösterir.
Şekil-15) Manyetik alanın gösterilmesi

23. 22
Yukarıda verilen şekilde iletken eksenine dik doğrultuda bulunan düzlemlerde meydana
gelen alan şiddeti “H” , iletkene olan uzaklıkla ters orantılıdır. Bu dairelerden birinin yarıçapı
“r” ise, meydana gelen alan şiddeti:
𝐻 =
𝐼
2𝜋𝑟
(3.5)
Denklemi ile verilmektedir. Eğer her birinin içinden “I” akım geçen, birbirine çok yakın “N”
iletken varsa toplam alan şiddeti;
𝐻 = 𝑁
𝐼
2𝜋𝑟
(3.6)
Böylece Amper yasası aşağıdaki ifadeyle açıklanabilir:
“Kapalı bir kuvvet çizgisi boyunca, alan şiddetlerinin bu çizgi üzerindeki izdüşümlerinin
toplamı, bu kapalı çizginin tarif ettiği düzlemden dik açı ile geçen amper-sarım’ların toplamına
eşittir.”
Verilen kapalı bir manyetik akı çizgisi ile tarif edilmiş bir düzlem için genel olarak;
∑𝐻𝑙 = ∑𝑁𝐼 (3.7)
Denklemi ile ifade edilir. Burada “l” alan çizgilerinin kat ettiği yoldur. Üzerlerindeki akım
aynı yönde olan, yan yana iletkenler birbirlerini çekerken; akımların ters olması halinde ise
birbirlerini iterler.

24. 23
3.4 Yasaların Maxwell Denklemleri ile İfadesi
Maxwell denklemlerini diferansiyel formda yazılması aşağıdaki gibidir.
(3.8)
(3.9)
(3.10)
(3.11)
Denklem 3.8 Faraday(Endüksiyon) yasasını, denklem 3.9 ise Amper yasasını matematiksel
olarak açıklamaktadır. Denklem 3.10’dan ise elektrik alanın daima, pozitif yükten negatif yüke
doğru meydana geldiğini anlayabiliriz. Bu yasa Gauss yasası olarak bilinmektedir. Denklem
3.11 ise Gauss yasasının manyetik alana uygulanmasını göstermektedir.
Bu denklemler elektrik makinaları tasarımının temelleridir. AC ya da DC akım altında
çalışan tüm makinalar bu kurallar çerçevesinde hareket etmektedir. Maxwell’in denklemleri,
Faraday’ın indüksiyon yasalarının kanıtlanmasında sıklıkla kullanılmaktadır.
Ancak makina tasarımında Amper yasası ve Faraday(Endüksiyon) yasasının kullanımı ayrı
bir öneme sahiptir. Bu yasalar, basit olarak bir elektrik makinasının sargılarında endüklenen
gerilimin hesabında, sargı kayıplarının belirlenmesinde ve son olarak deri etkisinin
incelenmesinde önemli bir yer tutmaktadır.
(3.12)

25. 24
Şekil-16) Faraday’ın uygulanmasını gösteren bir şekil, B manyetik akı yoğunluğu, dS bir
daire üzerinde seçilen alan, l akım taşıyan kapalı bir telin uzunluğu, ϕ manyetik akı, I ise E.dl
denkleminden meydana gelen akım değerini göstermekte

26. 25
4. KAFES ROTORLU 2.2KW ASENKRON MOTORUN TASARLANMASI
Bu bölümde 2.2 kW 3-fazlı asenkron motorun tasarım hesapları yapılmıştır. Motorun
tasarlanması için öncelikle kullanılacağı yer, çalışma rejimi, nominal devir sayısı gibi bir takım
özelliklerin bilinmesi gerekmektedir. Bunun için GAMAK AGME 90L2 modeli referans
alınmış olup bilinmesi gereken tasarım girdileri aşağıda verildiği şekildedir.
Yapı Şekli: IM-B3
Çıkış gücü: 2.2kW
Devir Sayısı: 2900
Nominal Yük Akımı: 4.48A
Nominal Gerilim: 400v
Frekans: 50 Hz
Çalışma Rejimi: S1
Yalıtım Sınıfı: F
Maksimum Çalışma Sıcaklığı: 400
Motorun ölçüleri ise aşağıdaki şekilde görüldüğü gibidir.
Şekil-17)GAMAK AGME90 L2 için katalog ölçüleri
Tasarım için verilecek genel akış diyagramı ise aşağıdaki şekilde verildiği gibidir.

27. 26
Şekil-18) İndüksiyon makinası tasarımı için lojik akış diyagramı

28. 27
4.1 Stator Tasarımı
Makinanın tasarlanmasına statordan başlanmış olup aşağıdaki akış diyagramına göre
tasarım yapılmıştır.
Şekil-19) Stator tasarımı için kullanılan lojik akış diyagramı

29. 28
Öncelikle katalogdan okunan makine ölçülerinden “AC” uzunluğuna "𝐷𝑓" stator dış çapına
"𝐷0" dış gövdenin et kalınlığına "𝑡𝑓" dersek bu değer bilindiğinden makinanın stator dış çapı:
𝐷0 = 𝐷𝑓 − 2𝑡𝑓 (4.1)
Denklemi ile verilmektedir.Burada mekanik dayanımı sağlayacak ölçüde "𝑡𝑓" değeri belirlenir.
Bu kısımda hesaplar NEMA’ya göre yapılacağından birimler “inch” cinsinden alınmalıdır.
176mm=6.929inch olduğundan; Do=6.929-2.0.51=5.909 inch(150mm) olarak belirlenir.Stator
iç çapının belirlenmesinde ise;
𝐷 =
𝐷0−0,647
(1.175−
1.03
𝑝
)
(4.2)
Denklemi kullanılır.Burada “p” kutup sayısını göstermektedir. Bu denklemden “D” değeri
3.114 inch(80mm) olarak hesaplanır. Bu değerler çok yaklaşık olarak standart laminasyonlarda
yer alan değerlerdir. Aşağıda standart laminasyon değerleri tablosu verilmektedir. Stator oluk
sayısı belirlenirken oluk adımının belli değerler arasında olmasına bakılır. Oluk adımı "𝜆0" ile
gösterilmekte olup stator iç çevresinin oluk sayısına bölünmesi ile belirlenmektedir. "𝑠1" ise
stator oluk sayısını göstermektedir.
𝜆0 =
𝜋𝐷
𝑠1
(4.3)
İyi bir tasarım için oluk adamının olması gereken aralık ;
0.75 ≤ 𝜆0 ≤ 1,5 (4.4)
Eşitsizliği ile verilmektedir. Bu değerin tutturulabilmesi için oluk sayısı 12 olarak alınarak
standart laminasyonun dışına çıkılmıştır. Oluk adımı ise 0.815 inch (20.701 mm) olarak
hesaplanmıştır.

30. 29
Tablo-9)Küçük indüksiyon motorları için mm cinsinden standart laminasyon boyutları
Motorun nominal momentini hesaplamak için:
𝑇 =
5250𝑝0
𝑛 𝑛
(4.5)
Denklemi kullanılır.Burada "𝑝0" çıkış gücünü belirtirken “n” ise nominal devir sayısını
belirtmektedir. 2.2 kW yaklaşık olarak 2.95 hp olarak denklemde yerine koyulduğunda çıkış
momenti 5.34 ft.lb (7.38) N.m olarak hesaplanır. Asenkron makinada moment;
𝑇 =
𝜋
4
𝐷2
𝑙 𝐽 𝐵 sin 𝜃 (4.6)

31. 30
Denklemi ile değiştiğinden açıkça görülmektedir ki moment,
𝜋
4
𝐷2
𝑙 ile ifade edilen stator iç
hacmi(Hava Aralığı Alanı x Derinlik) ile orantılıdır. Bu oranı bir sabit ile tanımlayıp bu sabite
"𝑣𝑡" dersek:
𝐷2 𝑙
𝑇
= 𝑣𝑡 (4.7)
Denklemini elde etmiş oluruz. Bu sabit iyi bir tasarımda 10 hp ve 1 hp arası güçlerdeki motorlar
için 6 ile 9 ⅈ𝑛3
/𝑓𝑡. 𝑙𝑏 arasında bir değer almalıdır. Bu çalışmada 7 olarak alınmış oluğ moment
değeri ile çarpıldığında "𝐷2
𝑙" değeri 37.78 ⅈ𝑛3
olarak hesaplanır. Bu değer stator iç çapının
karesine bölünerek buradan stator uzunluğunu ifade eden “l” değeri 3.855 in (97.917 mm)
olarak bulunmuştur. Daha sonraki hesaplamalarda kullanılmak üzere kutup adımı da:
𝑡𝑜 =
𝜋𝐷
𝑝
(4.8)
Denkleminden 4.891 in (124.231mm) olarak hesaplanır. Oluk başına kaç iletken düşeceğini
hesaplamak için kutup başına hava aralığı akısının maximum değeri tahmini olarak
bilinmelidir. Deneysel olarak çıkarılmış olan aşağıdaki formül ile
𝜙 𝑚
′
= (0.00145 +
0.003
𝑝
) [
60
𝑓
𝑃𝑜]
1∕2
(4.9)
Denklemi ile 0.00555Wb olarak bulunur. Oluk tasarımına geçilmeden önce kutup başına oluk
sayısı, faz başına kutup başına oluk sayısı değerleri ile sargı faktörü hesaplanmalıdır. Kutup
başına oluk sayısı S/p ‘den 6 olarak bulunurken faz başına kutup başına oluk sayısı ise bu değer
faz sayısına bölünerek:
𝑁𝑠1
=
𝑠1
𝜌𝑚
(4.10)
Denklemi ile 2 olarak bulunur. Burada “m” faz sayısını göstermektedir.
Sargı faktörünün, kirişlenme ve dağılma faktörlerinden oluştuğu bilinmektedir. Çap sargı
seçildiğinden kirişlenme faktörü "𝑘 𝑝" bir olarak alınır. Dağılma faktörü ise:
𝑘ⅆ =
sin(𝑁 𝑠1 𝛾1∕2)
𝑁 𝑠1sin(𝛾1 2⁄ )
(4.11)
Denklemi ile bulunacaktır. Bu denklemde "𝛾1" oluk başına elektriksel açı olarak
tanımlanabilir. Bu açı aşağıda verilen formül ile 30 derece olarak bulunur.
𝛾1 =
𝑝180
𝑠1
(4.12)

32. 31
Makina iki kutuplu olduğu için oluk başına elektriksel açı ve geometrik açı aynı çıkmıştır.
Ancak kutup sayısı arttıkça bu açı geometrik açıdan fazla olacaktır. Bulunan değerler yerlerine
yazılırsa dağılma faktörü 0.9659 olarak hesaplanır. Kirişlenme faktörü 1 olduğundan bu değer
aynı zamanda sargı faktörüne eşittir. Stator için sargı faktörü aşağıdaki denklemle
verilmektedir. Buradaki bir indisleri hesaplanan sargı faktörünün stator için olduğunu
göstermektedir.
𝑘 𝑤1
= 𝑘 𝑝1
𝑘ⅆ1
(4.13)
Artık bilinen veriler ile her oluktan geçecek iletken sayısı aşağıda verilen formül yardımıyla
hesaplanabilir.
𝑐 𝑠 =
0.97𝑎𝑣1
2.22𝑘 𝑤⋅𝑝𝑁 𝑠1 𝑓𝜙 𝑚
′ (4.14)
Burada “a” paralel kol sayısını göstermekte olup bu tasarım için tek devreli sarım
düşünüldüğünden 1 alınmıştır. Bulunan değerler yerine koyulduğunda 𝑐 𝑠 = 94.12
bulunduğundan 94 olarak seçilir. Kutup başına düşen maksimum akının asıl değeri ise artık
aşağıda verilen denklem yardımıyla hesaplanabilecektir.
𝜙 𝑚 =
0.97𝑎𝑣1108
2.22𝑘 𝑤⋅𝑝𝑁 𝑠1 𝑓𝑐 𝑠
(4.15)
Bu değer akı çizgisi cinsinden 555684 çizgi(5.556 mWb) olarak hesaplanmıştır.
Aşağı yukarı makinadan beklenen güç faktörü ve verim değerleri 0.85 olarak alınırsa nominal
akım aşağıda verilen formülle tahmini olarak bulunabilir.
𝐼1 =
𝑃
√3𝑉𝜂 cos(𝜑)
(4.16)
Hesaplanan ve verilen değerler yerine koyulduğunda akım yaklaşık 4.395 A olarak
bulunmuştur. İletken kesitini belirlemek için kullanılacak olan akım yoğunluğu aralığı
aşağıdaki formüle göre seçilebilir.
500 ≤ 𝛥1 ≤ 800𝐴 ∕ 𝑐𝑚2
(4.17)
Akım yoğunluğu 700A/ 𝑐𝑚2
yani 7 A/mm2 olarak seçilirse iletken kesiti 4.395/7=0.6279
mm2 olarak hesaplanır. Yuvarlak iletken seçimi yapılırsa 𝜋𝑟2
= 0.6279 ‘dan r =0.447mm
(yarıçap) dolayısıyla gereken iletken çapı = 0.894 mm olur. Bu durumda 0.912 mm çapındaki
iletkeni seçmek uygun olacaktır. Oluklar için iki katmanlı bir yapı düşünülürse, iletkenlerin
47’şer iletkenden oluşan iki gruba oluk ortasından yalıtkan bir bobin ayırıcısı ile ayrılması ve
bu grupların da oluk kenarlarından yalıtımı ve iletkenlerin zarar görmesinin engellenmesi için
etrafının bir yalıtkanla sarılması uygun olacaktır. Bunun için glass tape (cam bant) denilen
yalıtkan kullanılabilir. Ayrıca oluk kenarlarından yalıtımın daha da güçlendirilmesi için oluşan
bu iki katmanlı yapının tamamı(94 iletken birden) en dıştan slot liner(oluk ayırıcısı) denilen bir
başka yalıtkan malzeme ile sarılarak yalıtım sağlanmış olur.

33. 32
Bu yalıtkanların kapladığı alanın hesaplanması için enine ve boyuna kalınlıklar çarpılacaktır.
400V motorlar için 0.030 in oluk ayırıcısı ve bobin ayracı kullanılması uygun olacaktır. Ve cam
bant kalınlığı olarak da 0.005 in seçildiği düşünülürse iki katmanlı bir yapı olacağından:
Boyuna: 4 x cam bant kalınlığı
2 x oluk ayırıcısı kalınlığı
1 x bobin ayırıcısı kalınlığı
(4x0.005)+(2x0.030)+0.030=0.110in
Enine: 2 x cam bant kalınlığı
2 x oluk ayırıcısı kalınlığı
(2x0.005)+(2x0.030)=0.7in
Bu durumda yalıtkanların kaplayacağı alan 0.11x0.7=ⅈ𝑛2
=4.9677 𝑚𝑚2
olarak hesaplanır.
Seçilen 0.912 mm çapındaki iletkenin kesiti 0.6533 𝑚𝑚2
olarak hesaplanmış ve 94 iletken
kullanılacağı düşünülerek gereken minimum oluk alanı:
A=1.4(0.6533.94+4.9677)=92.929 ≅ 93 𝑚𝑚2
olarak düşünülmektedir. Burada 1.4
iletkenlerin boşuklu ve kıvrımlı olarak yerleştirileceği göz önüne alınarak koyulan boşluk
katsayısıdır.
Oluk yapısı seçilirken akı dağılımının daha homojen olması ve mevcut alanı daha etkili
kullanmak için modern oluk yapısı tercih edilmiştir. Ayrıca bu sayede oluk ağzını kapamak için
takoz kullanımına da gerek kalmamıştır. Modern oluk şekillerinin bir diğer avantajı ise dairesel
üst genişliğidir. Boyunduruk uzunluğu, stator dış çapı ile oluk arasındaki en kısa mesafedir.
Trapez oluk şekli seçildiğinde, oluk köşeleri boyunduruk uzunluğunu belirlemede referans
noktası olurken; oluk ortasına doğru dairesel atıl bir bölge oluşur. Bu bölge aynı zamanda oluk
çevresinde magnetik akı yoğunluğunun en az olduğu bölgedir. Modern oluk şekli seçildiğinde
bu bölge daha etkili kullanılarak makine boyutunda azalmalara neden olur. Aşağıdaki şekilde
temel oluk şekilleri görülmektedir.
Şekil-20) Temel oluk şekilleri a) ağzı açık b) trapez c) modern

34. 33
Oluk alt genişliği(d1 çapı), oluk adımının yaklaşık olarak yarısı seçildiğinde maksimum güç
elde edilmektedir. Oluk alt genişliği belirlendikten sonra oluğun diğer ölçüleri geometrik
hesaplarla bulunabilir. Modern oluğun alanı hesaplanırken içerisindeki alan formülleri bilinen
geometrik şekillerin alanları parçalar halinde hesaplanıp toplanır. Bu durumda seçilen yapı için
oluk alanı aşağıdaki denklemde verildiği gibidir.
Şekil-21) Oluk alanının hesaplanması için oluk geometrisinin ayrıntılandırılması
𝐴 =
(
𝑑1
2
)
2
2
𝜋 +
(
𝑑2
2
)
2
2
𝜋 + ( 𝑑1 + 𝑥)ℎ2
(4.18)
Oluk alanının verilen denklem ile ifade edilebileceği kolaylıkla görülmektedir. Burada “2a”
açısının oluk başına düşen geometrik açı olduğu görülmektedir. Ayrıca “x” ve "ℎ2" değerleri
arasındaki bağıntının aşağıdaki denklemde verildiği gibi olduğu da trigonometrik olarak
görülmektedir.
(4.19)

35. 34
Bu bilgiler ışığında oluk alt genişliği, oluk adımının yarısı alınıp(10.3886mm) bütün değerler
“x” cinsinden ifade edilirse:
A=5.3028𝑥2
+ 55.0977x + 84.7888 (4.20)
Denklemi elde edilir. A için minimum oluk alanı olarak hesaplanan 93𝑚𝑚2
değeri yerine
yazılırsa denklemin kökleri; 𝑥1 = 0.1469 𝑥2 = −10.5372 bulunur. Burada anlam ifade eden
birinci kök alanın 93 mm2 olması için gereken minimum x değerini vermektedir. Bu geometride
unutulmaması gereken “x” değerinin büyüdükçe onunla bağlantılı olarak “h” ın ve "𝑑2" nin de
büyüyeceğidir.
Seçilen oluk alt genişliği değeri için akı yoğunluğu kontrolüne geçilirse incelenen noktadaki
diş genişliği için akı yoğunluğu :
𝐵𝑠𝑡m1 =
𝜋𝑝𝜙 𝑚
2𝑠1 𝑡 𝑠0 𝑙.𝑆𝐹
(4.21)
Denklemi ile hesaplanabilir. Bu denklemde SF istifleme faktörünü, 𝑡 𝑠0
diş genişliğini
belirtmekte olup, oluk adımından oluk alt genişliğinin çıkarılması ile bulunabilir. Burada
unutulmaması gereken kritik nokta, başlangıçta kullanılan oluk adımı yerine diş üzerinde akı
yoğunluğu hesaplanmak istenen yerin çapı arttıkça, o noktadaki diş genişliğini hesaplamak
amacıyla o noktaya özel oluk adımı hesaplamak gerektiğidir. Yani oluk alt genişliği için asıl
oluk adımı, yine oluk alt genişliğine göre değişen bir değerdir. Bunun sebebi oluk alt genişliği
arttıkça aynı zamanda oluk alt genişliği olarak tanımlanan “d1” çapı büyüdüğünden bu
genişliğin makinanın merkez ekseninden uzaklaşmasıdır. Bu durumda asıl oluk adımı :
𝜆1𝑠 =
𝜋(𝐷+𝑏 𝑠1+2ℎ 𝑠𝑜)
𝑠1
(4.22)
Denklemi ile bulunur. Bu denklemde 𝑏𝑠1, 𝑑1 ‘e eşit olup oluk alt genişliğini, ℎ 𝑠𝑜 ise oluk ağzı
açıklığı yüksekliğini göstermektedir. Tasarım programından alınan aşağıdaki şekil incelenirse
bu parametreler daha iyi anlaşılacaktır.

36. 35
Şekil-22) Stator oluk geometrisi ve bu geometriye ait uzunluklar
İncelenen bölgedeki asıl oluk adımı, o bölgeye ait yarıçap stator laminasyonunun alt ve üst
kısmında (bs1/2 +hs0) kadar genişlediği için, çap, (bs1+2hs0) uzunluğu kadar artırılarak
bulunmalıdır. Bu durumda tasarım için 𝑏𝑠1 değeri ilk olarak başlangıç oluk adımının yarısı olan
0.409 in (10.389mm) olarak alınırsa, asıl oluk adımı(incelenen çap için yay uzunluğu) olan 𝜆1𝑠
değeri ℎ 𝑠𝑜 = 0.03in için yukarıdaki denklemden 0.938 in(23.82mm) olarak hesaplanır. Bu
durumda oluk alt genişliği için diş genişliği:
𝑡 𝑠 = 𝜆 − 𝑏𝑠1
(4.23)
Denkleminden yaklaşık 0.528 in olarak hesaplanır. Diş genişliği ve diğer veriler bilindiğine
göre 𝐵𝑠𝑡m1 (4.21) denkleminden 74450 kiloçizgi/ⅈ𝑛2
(1.15T) olarak bulunur. İyi bir tasarım
için akı yoğunluğu stator dişlerinde 90-120 kiloçizgi/ ⅈ𝑛2
aralığında olmalıdır. Bu değer
istenilen aralığın altında olduğundan diş genişliği (𝑡 𝑠) daraltılarak akı yoğunluğu artırılmalıdır.
Optimizasyonun sağlanması için yapılan denemeler sonucunda yeni oluk alt genişliği(𝑏𝑠1
) en
uygun değer olarak belirlenen 0.56 in(14.224mm)’ e yükseltilirse bu değer için oluk adımı
(4.22) denkleminden 0.9776 in(24.831mm) olarak bulunur. Bu durumda yeni diş genişliği:
0.9776-0.56=0.4176 in(10.607mm) olarak bulunur. Yeni manyetik akı youğunluğu (𝐵𝑠𝑡m1) ise,
94142 kiloçizgi/ⅈ𝑛2
(1.46T) olarak hesaplanır. Bu optimum performans için oldukça kabul
edilebilir bir değerdir.
Oluk alt genişliğini 0.56 in’ e yükseltmenin başka bir faydası ise oluk alanının genişlemesi
ve gereken minimum “x” değerinden kurtulunması olacaktır. Bunun ispatlanması için “x” sıfır
değeri incelenir. Bu durumda ℎ2 (ℎ 𝑠2
) ‘ de sıfır değerini alacak ve 𝑏𝑠1
=𝑏s2 olacak, dolayısıyla
oluk tam bir daire şeklini alacaktır. Bu dairenin alanı aşağıdaki denklemle bulunursa:

37. 36
𝜋 (
𝑏1
2
)
2
(4.24)
0.2463 ⅈ𝑛2
(158.90𝑚𝑚2
) olarak bulunursa bu değer oluğa iletkenlerin sağlıklı bir şekilde
yerleştirilebilmesi için gereken değer olarak hesaplanan 93𝑚𝑚2
’ den büyük olduğundan, oluk
alt genişliği (bs1=0.56 in) için x=0 durumu için bile (dairesel oluk yapısı) iletkenlerin
yerleştirilmesi sorunsuzca yapılabilecektir.
Küçük kutup sayısına sahip makinalar için stator nüve yolu nispeten uzundur. Bunun
sonucunda oluk dışlarında kalan bölgeler için akı yoğunluğu ( 𝐵𝑠𝑐m ) aşırı mıknatıslanma
akımlarına sebep olan manyetomotorkuvvet(mmk) üretiminden kaçınmak için yeterince küçük
yapılmalıdır. İyi bir tasarım için bu değer:
50-100kiloçizgi/ⅈ𝑛2
aralığında olmalıdır. Bu bölgedeki akı yoğunluğu aşağıdaki denklem
yardımıyla hesaplanabilir.
𝐵𝑠𝑐m =
𝛷 𝑚
( 𝐷0−𝐷−2𝑑 𝑠1
) 𝑙.𝑆𝐹
(4.25)
Burada 𝑑 𝑠1
, toplam oluk derinliğini ifade etmekte olduğundan yukarıdaki oluk geometrisini
veren şekle bakılarak aşağıdaki denklemle ifade edilebileceği anlaşılmaktadır.
𝑑 𝑠1
=
𝑏 𝑠1
2
+
𝑏 𝑠2
2
+ ℎ 𝑠2
+ ℎ 𝑠0
(4.26)
𝑑 𝑠1
= 0.65ⅈ𝑛 olarak alınırsa, 𝐵𝑠𝑐m değeri 99109 kiloçizgi/ⅈ𝑛2
(1.54T) olarak bulunacaktır.
Bilinenler ışığında oluğun diğer ölçüleri hesaplanmak istenirse denklem (4.26)’ da “Bs2” yerine
(Bs1+2x) ve “x” yerine Hs2.tan(a) yazılırsa ℎ 𝑠2
aşağıdaki denklem yardımıyla hesaplanabilir.
Burada “a” oluk başına düşen geometrik açının yarısı olup bu tasarım için 15 derecedir.
ℎ 𝑠2
=
2 ⅆ𝑠1−2ℎ 𝑠0−2𝑏 𝑠1
2(tan(𝑎)+1)
(4.27)
Buradan hs2=0.04732in(1.202mm) olarak hesaplanır. “x” büyüklüğü ise hs2.tan(15) olduğu
bilindiğinden 0.01268in(0.322mm) olarak bulunmuştur. Dolayısıyla Bs2 çapının(oluk üst
genişliği) değeri de Bs1+2x olduğu bilindiğinden 0.58536 in(14.868mm) olarak bulunur.

38. 37
Böylece oluğun kalan ölçüleri de elde edilmiş olur. Bu durumda hesaplanan oluk üst genişliği
için akı yoğunluğu 𝐵𝑠𝑡m2 değeri (4.21) denklemi kullanılarak 92931 kiloçizgi/ⅈ𝑛2
(1.44T)
olarak hesaplanmıştır.
Hesaplanan değerler göstermektedir ki; statorda modern oluk yapısı kullanımı akı
dağılımının daha homojen olmasını sağlayarak makina için avantaj sağlamıştır. Stator oluk
yapısı ve sargı bağlantıları tam kalıp (Amerikan) sargı için aşağıdaki şekillerde gösterildiği
gibidir.
Şekil-23) RMexpert de oluşturulan oluk geometrisi

39. 38
Şekil-24) RMexpert de tasarlanan stator sargı yapısı(oluklar bu şekilde temsilidir)
Şekil-25)RMexpert de stator sargıları (bağlantıları yapılmış)

40. 39
4.2 Rotor Tasarımı
Rotor tasarımı için aşağıda verilen akış diyagramı kullanılmıştır.
Şekil-26) Rotor tasarımı için kullanılan lojik akış diyagramı
Statorda iletkenlerin oluğa sığması ve akı yoğunluğunun kabul edilebilir olması durumunda
rotor tasarımında kabul edilebilir çubuk akımı ve akı toğunluğu tutturulmaması çok nadir
görülür. Ancak yine de tatmin edici kriterlerin sağlanabileceğinin garantisi yoktur. Stator ve
rotor tasarımları tamamlandıktan sonra eşdeğer devre parametreleri ve kayıplar hesaplanıp
spesifik performans eksiklikleri belirlenerek bütün tasarım yeniden gözden geçirilip hedeflenen
performansa ulaşılması için iyileştirmeler yapılır.
İndüksiyon motorunun manyetik devresinde toplam efektif relüktansın önemli bir bölümü
hava aralığı tarafından oluşturulan relüktans tarafından belirlenmektedir. Bu nedenle hava

41. 40
aralığı uzunluğu istenilen mıknatıslanma akımının belirlenmesinde baskın rol oynar. Sonuç
itibariyle hava aralığı mesafesi mümkün olduğunca kısa tutulmalıdır. Hava aralığının
belirlenmesinde deneysel bir formül aşağıda verildiği gibidir :
𝛿 = 0.0016𝐷 + 0.001. 𝑙 + 0.0072 (4.28)
Dolayısıyla hava aralığı mesafesi 0.01604 bulunur ve en yakın 0.005’e yuvarlanırsa
0.015in(0.381mm) olarak seçilir. Rotor çapı ise D-2 𝛿 olacağından 3.084in(78.33mm) olarak
belirlenir. Rotor oluk sayısı belirlenirken hız-moment eğrisinde sivri uç oluşmasına sebep
olacak zararlı mmk harmoniklerinden kaçınılmalıdır.
Sinüsoidal akım taşıyan üç fazlı bir sargı aşağıdaki eşitlik ile verilen n derecede harmonikler
meydana getirir:
n = 6N ±1 (4.29)
Burada, N tam sayıdır. Harmoniklerin dönüş yönü işaretlerine bağlı olarak dönüş yönünde veya
dönüş yönünün tersinedir (+ işareti ileri yönde dönen harmonikler ve – işareti geri yönde dönen
harmonikler içindir). n. harmoniğin kutup sayısı temel dalganın kutup sayısının n katı ve
bundan dolayı harmoniğin senkron hızı temel dalga senkron hızının 1/n katıdır. Üç fazlı bir
sargı (N=1 için) ileri yönde dönen 7. harmonik ve geri yönde dönen 5. Harmonik üretecektir.
Bu iki harmoniğin her biri temel dalgada üretilenler gibi aynı yolla rotor emf’leri, akımları ve
torkları üretir. 5. ve 7. harmonikler tarafından geliştirilen tork hız karakteristikleri şekil 5.5’de
görüldüğü gibi temel dalga senkron hızının 1/5 (geri) ve 1/7 (ileri) katı senkron hızlarda temel
dalganınki ile aynı genel biçime sahiptir. Bileşke tork hız eğrisi büyük kayma değerlerinde göze
çarpan bir iniş çıkış göstermekte ve bazı stator ve rotor oyuk kombinasyonları durumunda 7.
harmonikten dolayı iniş çıkış çok etkili olabilir. Sabit torklu yük varsayımında motorun torku
yük torkunun altına düşebilir ve eğer bu oluşursa motor tam hızına ulaşmayı başaramayacak ve
sadece senkron hızın 1/7 ’sinden daha az bir hızda çalışmasını sürdürecektir. Bu durum sürünme
(crawling) olarak adlandırılır. Aşağıdaki şekilde bu harmoniklerin neden olduğu etki
görülmektedir.

42. 41
Şekil-27) Tork hız karakteristiklerinde 5. ve 7. sargı harmoniklerinin sebep olduğu iniş ve
çıkışlar
Mükemmel düzgünlükte tork hız karakteristiği ile sonuçlanacak bir oyuk
kombinasyonunun bulunması çok zordur. Bununla beraber stator-rotor oyuk kombinasyonunun
uygun bir seçimi makinanın performansında en ciddi harmoniklerin etkisinin azaltılmasına
veya hafifletilmesine yardım eder. Aşağıdaki genel kuralların izlenmesi gerekir:
 Yukarıda ifade edildiği gibi rotor oyuklarının sayısı stator oyuk sayısına asla eşit
olmayıp küçük veya büyük olmalıdır. Doyurucu bir performans rotor oyuk sayısı stator
oyuk sayısından % 15-30 daha büyük veya küçük olduğunda elde edilir.
 Senkron çakışmalardan kaçınmak için stator ve rotor oyukları arasındaki farkın p, 2p
veya 5p’ye eşit olmaması gerekir.
 Manyetik kilitlemeden kaçınmak için stator ve rotor oyukları arasındaki farkın üç fazlı
motor için 3p’ye eşit veya 3p’nin katlarına eşit olmaması gerekir.
 Gürültü ve vibrasyonlardan kaçınmak için stator ve rotor oyukları arasındaki farkın 1,
2, (p+1) veya (p+2) ye eşit olmaması gerekir.
Dolayısıyla Sstator − Srotor aşağıdaki sayılara eşit olmamalıdır:
Şekil-28) Oluk sayıları arası farkın eşit olmaması gereken değerler

43. 42
Bu bilgiler ışığında S2-S1=5 değerinin uygun olacağı sonucuna varılmış ve rotor oluk sayısı
17 olarak belirlenmiştir. Rotor çubukları ve uç halkasından geçecek akımların hesaplanabilmesi
için rotor sargı faktörü bilinmelidir. Kutup başına faz başına oluk sayısı
𝑁 𝑠2=
𝑆2
𝑚𝑝
(4.30)
Denkleminden 1.889 olarak belirlenir. Oluk başına elektriksel açı
𝛾2 =
𝑝180
𝑠1
(4.31)
Denklemi ile 21.176 derece olarak hesaplanmıştır. Açısal rotor bobin adımı iki rotor çubuğu
arasında bir oluk adımına en yakın mesafe açısıdır.
𝜌 𝑟 =
𝑓𝑖𝑥(𝑠2∕𝑝)
𝑠2∕𝑝
𝜋 (4.32)
Denklemi ile 169.412 derece olarak bulunur. Rotor kirişlenme ve dağılma faktörleri ise aşağıda
verilen deklemler ile hesaplanır.
𝑘ⅆ𝑟 =
sin(𝑁 𝑠2 𝛾2∕2)
𝑁 𝑠2sin(𝛾2 2⁄ )
(4.33)
𝑘 𝑝𝑟 = sin(
𝜌 𝑟
2
) (4.34)
Hesaplanan değerler yerine koyulmuş ve 𝑘 𝑝𝑟 =0.99573, 𝑘ⅆ𝑟 =0.9854 olarak
hesaplanmıştır.Aşağıda verilen denklemlerden rotor çubuğu akımı 𝐼 𝑏 formülü çıkarılır. Burada
“N” bir bobindeki sarım sayısını göstermektedir.

44. 43
𝑁2𝑒𝑓𝑓 = 𝑘 𝑃𝑟 𝑘ⅆ𝑟 𝑁𝑠2 (4.35)
𝑁1𝑒𝑓𝑓 = 𝑘 𝑃 𝑘ⅆ 𝑁𝑠1 𝑁 (4.36)
0.9𝑁1𝑒𝑓𝑓
𝐼1
𝑎
= 𝑁2𝑒𝑓𝑓 𝐼 𝑏 (4.37)
Rotor akımı denklemi ise aşağıda verildiği gibi olmaktadır.
𝐼 𝑏 =
1.8𝑁𝑘 𝑃 𝑘 𝑑 𝑠1
𝑎𝑘 𝑃𝑟 𝑘 𝑑𝑟 𝑠2
𝐼1 (4.38)
Veriler yerine koyulduğunda rotor çubuğu akımı buradan 258.366A olarak hesaplanır.
Uç halkasının akımı ise aşağıdaki denkleme göre bulunur.
𝐼𝑒 =
𝑠2
p𝜋
𝐼 𝑏 (4.39)
Buradan uç halkası akımı 699.045 A olarak hesaplanmıştır. Çubuklar ve uç halkası için akım
yoğunlukları bakır için A/cm2 cinsinden aşağıdaki denklemlere göre hesaplanır. Bu değerler
alüminyum kullanılması durumunda 0.61’ le çarpılmalıdır.
700 ≤ 𝛥 𝑏 ≤ 775 (4.40)
775 ≤ 𝛥 𝑒 ≤ 930 (4.41)
Rotor çubukları için akım yoğunluğu 750 A/cm2 sonlandırma halkası için 900A/cm2 olarak
alınıp alüminyum kullanılırsa bu durumda minimum kesit değerleri çubuklar için 56.47 mm2,
sonlandırma halkası için 127.33mm2 olarak hesaplanır.
Rotor için de statorda olduğu gibi damla oluk yapısı kullanılacak olup boyutlandırılması
aşağıda yapılmıştır. Rotor için oluk adımı :
𝜆 𝑟 =
𝜋𝐷
𝑠2
(4.42)
Denkleminden 0.57 in(14.478mm) olarak hesaplanır. Bu durumda br2 çapı 0.285in alınırsa asıl
oluk adımı aşağıdaki denklem ile:

45. 44
𝜆2𝑟 =
𝜋(𝐷−𝑏 𝑟2−2ℎ 𝑟𝑜)
𝑠2
(4.43)
0.506in, dolayısıyla diş genişliği (tr2) 0.506-0.285=0.222in(5.638mm) olarak hesaplanır.
Öyle ise oluk üst genişliği için akı yoğunluğu, (𝐵 𝑟𝑡m2) değeri (4.21) denklemi kullanılarak
124990kiloçizgi/in2(1.94T) olarak hesaplanır. İyi bir tasarım için bu değer 90-120 kiloçizgi/in2
aralığında olmalıdır.
Bu değer istenilen değerin üzerinde olduğundan akı yoğunluğunu düşürmek için diş genişliği
artırılmalı dolayısıyla oluk genişliği düşürülmelidir. Bu durumda yeni oluk üst genişliği(br1)
0.27 in(6.858mm) olarak optimize edilmiştir. Bu durumda asıl oluk adımı 0.5089in(12.926mm)
yeni diş genişliği ise 0.5089-0.27=0.239in(6.07mm) olarak bulunur. Yeni akı yoğunluğu 𝐵 𝑟𝑡m2
ise 116100kiloçizgi/in2(1.8T) olarak hesaplanmıştır. Bu kabul edilebilir bir değerdir.
Oluk altlarındaki akı yoğunluğu için ise aşağıdaki formüle göre hesap yapılmalıdır. Bu
formülde 𝐷𝑠ℎ mil çapını göstermekte olup referans motorun yukarıda verilen katalog
ölçüsünden alınmıştır.
𝐵𝑟𝑐m =
𝛷 𝑚
( 𝐷0−𝐷 𝑠ℎ−2𝑑 𝑟1
) 𝑙.𝑆𝐹
(4.44)
Dr1 için 0.32in değeri uygun görülmüş ve Dsh 24mm(0.945in) olarak denklemde yerine
koyularak, akı yoğunluğu 100168 kiloçizgi/in2(1.55T) olarak hesaplanmıştır. Bu değer üst
sınırda olmakla birlikte kabul edilebilir bir değerdir.
Oluk ölçülerinin kalan kısmı yine statorda olduğu gibi ℎ 𝑟0
= 0.03ⅈ𝑛 alınarak
𝑑 𝑟1
=
𝑏 𝑟1
2
+
𝑏 𝑟2
2
+ ℎ 𝑟2
+ ℎ 𝑟0
(4.45)
Denklemi ile hr2=0.0369in(0.937mm), oluk alt genişliği ise br1=0.2562in(6.507mm) olarak
bulunmuştur.
Rotor olukları için akım yoğunluğunu karşılayacak kesit alanının karşılanmasının
hesaplaması statorda uygulanan yöntemle yapılmış ve yeterli akımı taşıyabilecek kapasitede
olduğu hesaplanmıştır.

46. 45
Oluk alt genişliği için, oluk adımı ise (4.43) denkleminden yararlanılarak
0.5115in(12.992mm) olarak bulunmuş, diş genişliği ise 0.5115-0.2562=0.255in(6.48mm)
olarak alındığında (4.21) denklemi yardımıyla 𝐵 𝑟𝑡m1 =108816kiloçizgi/in2(1.69T) olarak
bulunmuştur.
Modern oluk yapısı kullanılması dolayısıyla akı yoğunluğu nispeten homojen olarak
dağıtılmış, ayrıca sivri köşeler olmadığından oluk çevresindeki akı yığılmalarının da önüne
geçilmiştir.
Önemli Not: Benzer bir oluk yapısıyla tasarım yapılacaksa, stator ve rotorda akı yoğunluğu
hesabı yapılırken bilinmesi gereken en önemli husus statorda içten dışa(sırasıyla oluk alt
genişliği ve üst genişliği); rotorda ise dıştan içe(oluk üst genişliği ve alt genişliği) doğru hesap
yapılması gerektiğidir. Bu sıranın takip edilmesi bilinen veriler ve olukların konumları
açısından bir gerekliliktir. Nitekim statorda oluk adımının hesabı için iç çap, rotorda ise dış çap
bilinmekte ve kullanılmaktadır.

47. 46
5. EŞDEĞER DEVRENİN OLUŞTURULMASI VE KAYIPLAR
Faz başına stator direnci 25 derecede aşağıdaki formül kullanılarak hesaplanır. Burada
malzemeye göre değişen özdirenç, =Nsf(faz başına stator sarım sayısı), iletken kesit
alanı, Lmts ortalama iletken uzunluğudur.
(5.1)
Lmts=2l+2.3to olarak alınabilir.Bu durmda Lmts değeri 0.482m Nsf=184 =65.33mm2
olduğu bilinmekte olduğundan, rs=2.496𝛺 olarak hesaplanmıştır.
Stator ve rotor oluklarının permeans katsayıları ise aşağıdaki şekil yardımıyla hesaplanır.
Stator için hs2/bs2 oranı 0.027,
Bs1/bs2=0.96≅1 olduğundan grafiğe göre ∅ ≅ 0.1 dolayısıyla 𝜇 𝑥𝑠 =0.371 , rotor içinse
hr2/br2=0.14 , Br1/br2=0.95≅1 olduğundan grafiğe göre ∅ ≅ 0.15 𝜇 𝑥𝑟 =0.964 bulunur.
(Burada stator oluk ağzı açıklığı bs0=0.1in(2.54mm), rotor oluk ağzı açıklığı
br0=0.05in(1.27mm) alınmıştır.)
Şekil-29) Stator ve rotor permeans katsayısı hesabı için tablo ve şekil

48. 47
Ancak bulunan 𝜇 𝑥𝑟 değeri
𝜇 𝑥𝑟
′
=
𝐾 𝜔 𝑠
2 𝑆1
𝐾 𝜔 𝑟
2 𝑆2
𝜇 𝑥𝑟 (5.2)
Denklemiyle rotora indirgenirse 0.632 𝜇0 bulunur. Burada Kws ve Kwr sırasıyla stator ve
rotorun sargı faktörleridir. Buradan stator ve rotor kaçak reaktansları:
𝑥 𝑠 =
8𝜋𝑓𝑁 𝑠𝑓
2
𝑙
𝑝𝑞
𝜇 𝑥𝑠 (5.3)
𝑥 𝑟′ =
8𝜋𝑓𝑁 𝑠𝑓
2
𝑙
𝑝𝑞
𝜇 𝑥𝑟′ (5.4)
Denklemleri ile sırasıyla 0.481 ohm ve 0.819 ohm bulunur.
Zikzak kaçak akısı hava aralığının karşı kenarlarında bir dişten diğerine zikzak şeklinde
geçer. Bu radyal hava aralığının uzunluğuna ve diş uçlarının bağıl pozisyonlarına bağlıdır.
Zikzak permeansı aşağıdaki eşitlikten hesaplanabilir:
(5.5)
Burada stator ve rotor ağızları için diş genişlikleri hesaplanır. Wts= 𝜆 𝑠0 −
𝑏𝑠0=0.715in(0.018m), Wtr=𝜆 𝑟0 − 𝑏𝑟0=0.52in(0.013m) olarak bulunduktan sonra denklemde
yerine koyulur.lg ise hava aralığı uzunluğu(𝜕) 0.015 in olarak bilinmektedir. Bu durumda bu
değer hesaplanıp aşağıdaki faz başına zikzak kaçak reaktans denkleminde yerine koyulursa:
(5.6)
Xz=0.0024 ohm olarak hesaplanır. Bu değer stator ve rotor arasında eşit paylaşıldığından
Xzs=Xzr=0.0012 ohm olarak bulunur.

49. 48
Uç bağlantıları veya sarkma kaçak akısı uç bağlantılarının düzenlemesi, uç kapaklara
yakınlığı, nüve ve çerçeveye yakınlığı ve uç kapaklarının manyetik özelliklerine bağlıdır.
Bundan dolayı kaçak akının bu bileşeninin tam hesaplanması aşırı derecede zor hemen hemen
mümkün değildir. İdeal sargı biçimine sahip hesaplamalar yaklaşık değerler veren deneysel bir
formülle sonuçlanır. Sarkma permeans katsayısı için böyle bir formül aşağıda verildiği gibidir:
(5.7)
Burada, τ kutup adımı (m), Lo uç bağlantısındaki iletkenin uzunluğu (m) ve Ko şekil 29’dan
alınabilen boyutsuz sarkma faktörüdür. Sargı açıklığının 5/6 oranlı kutup adımı için tablodan
0.83 olarak seçilir.
(Yüzde Adım)
Şekil-30) Sarkma Faktörü
Bilinenler yerine yazılırsa 𝜆0=0.193𝜇0 bulunur. Faz başına sarkma kaçak reaktansı:
(5.8)
Denkleminden, 2.472 ohm olarak bulunur. Burada Ts= 𝑁𝑠𝑓
2
yerine kullanılan semboldür.

50. 49
Rotor direnci ise aşağıda verilen formülle hesaplanır :
(5.9)
Burada Sr=S1(stator oluk sayısı) ab=Sb(Çubuk alanı) Der: Uç halkası ortalama çapı, aer: uç halkası
kesit alanı olarak verilmiştir.
Kr aşağıdaki şekilden seçilen uç halkası faktörüdür.
Şekil-31) Sonlandırma halkası faktörü

51. 50
Sonlandırma halkası iç çapı Dr-2dr1 den yaklaşık 0.0621 m, dış çapı ise Dr-2hr0 dan 0.0768m olarak
belirlenmiş dolayısıyla Kr tablodan 0.91 olarak seçilmiştir. Bu durumda bulunanlar formülde yerine
koyulduğunda 𝑟𝑟
′
=2.799 ohm olarak hesaplanır. Toplam direnç ve reaktanslar ise:
X1=Xs+Xz/2+X0=0.481+0.0012+2.472=2.9542 ohm
X2’=Xr’+Xz/2=0.8202 ohm
Im=0.25x 𝐼 𝑛=1.099A alınırsa Xm=(Vs/Im)-X1=207.182 ohm bulunur.
Demir direnci hesabı:
Stator ve rotor sac paketlerinde beklenilen manyetik özellikleri karşılaması bakımından M19_26G çelik
kullanılmıştır. Bu malzemenin kütle yoğunluğu 7650kg/m3 tür. Demir kayıpları(Pc) buradan yaklaşık
60 W olarak hesaplanmıştır. Sürtünme ve ventilasyon kayıpları nominal gücün yaklaşık %2.5 i alınırsa
55W bulunur. Demir direncine bu kayba sebep olan sürtünmeyi de elektriksel direnç olarak modelleyip
dahil edersek, demir ve sürtünme direnci
0,97−𝑉1
2
𝑃 𝐶
3
(5.10)
Denkleminden 1309.8 ohm olarak bulunur. Eşdeğer devre çizilmek istenirse:
Şekil-32) Eşdeğer devre(statora indirgenmiş)
Toplam bakır kayıpları :
𝑃𝑐𝑢 = 3𝐼1
2
(𝑅𝑡) den 306.83 W bulunur.

52. 51
6. SİMULASYON ÇIKTILARI VE SONUÇLAR
RMexpert analizini yaptıktan sonra Create Maxwell Design sekmesinden Maxwell 2D veya
3D çizimini otomatik yaparak analizine geçme özelliğine sahip olmasına rağmen yazılımsal bir
hatadan dolayı detaylı manyetik analize geçilememiştir. Ancak program tasarımla ilgili
raporları aşağıda görüldüğü gibi vermiştir.
Hesaplanan büyüklükler RMexpert de yerlerine girilip analiz yaptırılırsa aşağıdaki gibi
sonuçlar alınır. Öncelikle model aşağıdaki şekilde olacaktır.
Şekil-33)RMexpert de modelin görüntüsü
Bazı önemli parametrelerin hıza göre değişimleri ise aşağıda verildiği gibidir.

53. 52
Şekil-34) RMexpert den alınan akım grafiği
Şekil-35) RMexpert den alınan güç faktörü grafiği

54. 53
Şekil-36) RMexpert den alınan verim grafiği
Şekil-37) RMexpert den alınan çıkış gücü grafiği

55. 54
Şekil-38) RMexpert den alınan moment grafiği
Alınan sonuçlar beklenen değerlerle yakınlık göstermekle birlikte üretim için tatmin edici
nitelikte değildir. Bu sonucun, rotor oluk sayısının seçiminde stator ve rotor oluk sayıları
arasındaki farkın %30 sınır değerini aşmasından kaynaklandığı düşünülmektedir. Tasarım için
kullanılan akış diyagramları takip edilerek optimizasyon çalışmaları yapılması gerekmektedir.
KAYNAKLAR
[1] Jimmie J. Cathey, Electric Machines Analysis And Design Applying Matlab, McGraw-Hill
Inc., US, 2001
[2] Osman Gürdal, Elektrik Makinalarının Tasarımı, Nobel Yayınevi, 2001
[3] M.Kemal Sarıoğlu, Metin Gökaşan, Seta Boğosyan, Asenkron Makinalar ve Kontrolü,
Birsen Yayınevi
[4] Faik Mergen, Sibel Zorlu, Elektrik Makineleri 2, Birsen Yayınevi
[5] Lee, H.Y., Lee, H.B., Jung, H.K., Hahn S.Y., 1997. Shape design of stator slot for the
reduction of stator core loss in the induction motor. Electric machines and drives conference.
Milwaukee.

56. 55
[6] Robert Boylestad,Louis Nashelsky,Elektronik Elemanlar ve Devre Teorisi,Milli Eğitim
Basımevi
[7] Barr, H., Bonnett, A. and Yung C., 2008. Understanding the design of stators and rotors of
squirrel cage induction motors. Petroleum and chemical industry technical conference.
Cincinnati, Ohio.
[8] Abdülkerim Karabiber, Mehmet Çelebi, Asenkron Motor Tasarımının Güncellenmiş
Kriterler ile Simülasyonu
ÖZGEÇMİŞ
İsim Soyisim: Halil Deveci
Doğum Tarihi: 03.12.1993
Askerlik Durumu: Tecilli
Sürücü Belgesi: B(2012)
Tecrübeler: Sönmez Transformatör Sanayi 08.2015-09.2015(Staj)
Tüpraş İzmir Aliağa Petrol Rafinerisi 07.2014-08.2014(Staj)
Lise: Isparta Anadolu Öğretmen Lisesi(85.75)
Yabancı Dil: İngilizce(Upper Intermediate-Advanced)
Bilgisayar Programları: MATLAB
Simulink
ANSYS Maxwell
Office
Powerworld
PSIM
Autocad
Sınav Puanları: Ales 2016-Bahar:79.40695
YDS 2015-Bahar:76.25

57. 56