Design of PM Synchronous Motor for Electric Vehicle Application.

1. 1
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

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

3. 3
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

4. 4
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]
𝐵𝑟,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

5. 5
Drc Rotor Çekirdeği Çapı [m]
Dy Stator Dış Yarıçapı
[m]
E Back EMF [V]
f Elektriki Frekans[Hz]
fs 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/𝑚𝑚2
]
kcarter Karter Faktörü
keddy Eddy Kayıp Sabiti [W·𝑠2
/𝑇2
/𝑚3
]
khyst Histerisis Akımı Sabiti [W·s/𝑇2
/𝑚3
]]
kleak Empirik Rotor Kayıp Sabiti
kopen Stator Slotunun Stator Açıklığına Oranı
kw1 Birinci Harmoniğer Göre Sargı Faktörü
l Aktif Uzunluk [m]
Ld d Ekseni Uzunluğu [H]
Lkaçak Stator Kaçak Endüktansı [H]
Lm Mıknatıslanma Endüktansı [H]

6. 6
Lq q Ekseni Endüktansı [H]
m Faz Sayısı
N Faz Başına Dönüş Sayısı
ns Stator Başına İletken Sayısı
p Kutup Sayısı
Pcu 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 Her Fazdaki Kutup Sayısına Düşen Slot Sayısı
Qs 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]

7. 7
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 Mıknatıs Relative Permeability
ξ 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]

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

9. 9
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

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

11. 11
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

12. 12
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

13. 13
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

14. 14
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.

15. 15
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

16. 16
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.

17. 17
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.
𝑈 𝑏
2
≥ 𝜔2
. [(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

18. 18
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;
𝑃ç𝚤𝑘𝚤ş=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.

19. 19
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.

20. 20
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.

21. 21
Şekil 4.2 Mıknatısların genel parametre Değerleri [2]

22. 22
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

23. 23
PARÇALAR SABİT SEMBOL DEĞER
MAGNET Mıknatıslanma Akı
Yoğunluğu
𝐵𝑟 1.2 T
MAGNET Bağıl Geçirgenlik µ 𝑟 1.05
MAGNET Sıcaklık Katsayısı 𝑇𝑘 0.001 T/K
MAGNET Mıknatıs Yoğunluğu 𝑝 𝑚𝑎𝑔 7700 kg/𝑚3
MAGNET Mıknatıs Sıcaklığı Tm 120 C
DEMİR Yoğunluk 𝑃𝑑 7700 kg/𝑚3
DEMİR Eddy kaybı sabiti 𝑘 𝑒𝑑𝑑𝑦 4.25.10−5
DEMİR Histerisis Kayıp Sbt 𝑘ℎ𝑖𝑠𝑡𝑒𝑟𝑖𝑟𝑖𝑠 0.03
DEMİR Steinmetz Sabiti β 2
Sargılar Bakır Yoğunluğu 𝑝 𝑏𝑎𝑘𝚤𝑟 8930 kg/𝑚3
Sargılar Bakır Direnci 𝑟𝑏𝑎𝑘𝚤𝑟 2.92.10−8
𝛺. 𝑚
Sargılar Bakır Ek Faktoru 𝑓𝑓 0.45
Sargılar Bakır Sıcaklığı 𝑇𝑏𝑎𝑘𝚤𝑟 150 C
Tablo 5.1: Dizayn sabitleri [3]

24. 24
Stator bölgesi maksimum akı yoğunluğu 𝐵𝑠𝑦 1.6 T
Rotor bölgesi maksimum akı yoğunluğu 𝐵𝑟𝑦 1.6 T
Stator oluklarındaki maksimum akı yoğunluğu 𝐵𝑠𝑡 1.8T
Hava aralığı maksimum akı yoğunluğu 𝐵𝛿 0.9T
Hava aralığı Δ 1 mm
Mıknatıs elektriksel açı değeri 𝛼 1200
Aktif uzunluk L 170 mm
Mıknatıs Sıcaklığı 𝑇 𝑚𝚤𝑘 120 𝐶0
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.

25. 25
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

26. 26
bulunmasıdır. Hava aralığı akı değeri mıknatısın yüksekliğine ve mıknatısın kapladığı alanın
açı cinsinden ifadesine bağlıdır. 2α açı değeri bu tür makinelerde genellikle 1200
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.
𝐵𝛿=
4
𝜋
𝐵 𝑚sin𝛼 ( 4.1)
Burada α değeri yarım kutup açısını temsil etmektedir ve değeri 600
dir. Eğer mıknatısımızın
kapladığı açı değerini 1800
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 𝑚ile hava aralığı akı değeri 𝐵𝛿 arasındaki bağıntı ise aşağıda sıcaklığa
bağlı olarak formülize edilmiştir. Maksimum akı yoğunluğu yaklaşık olarak;
𝐵 𝑚 =𝐵𝑟,𝑚
1
1+µ 𝑟
𝛿 𝑒
ℎ 𝑚
( 4.2)
değerine eşittir.
Formüldeki 𝐵𝑟,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.

27. 27
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
= wm.p
2(D−2.δ)
( 4.4)

28. 28
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
𝑝
.(D-2.δ) (5.1)
𝝓 𝒎𝒑=𝑩 𝒎.𝒘 𝒎.𝒍 𝟏
=𝑩 𝒎.
𝟐𝜶
𝒑
.(D-2.δ). 𝒍 𝟏
( 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)

29. 29
Bu noktadan sonra geriye stator diş genişliğinin hesabı kalmaktadır. Benzer bir yöntem ile
Stator diş genişliğinin hesabı şu şekildedir.
𝒃𝒕𝒔 =
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
𝑸𝒔
- 𝒘 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)

30. 30
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
𝟒
.l.𝑺..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 𝒔 𝑰
𝑨 𝒄𝒖
(6.5)

31. 31
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)
ϕm yerine elde ettiğimiz değerleri yazarsak indüklenen gerilim değeri
(6.10)
Nominal hızda çıkış gücü ifadesi
P=
𝟑
𝟐
E.Icos(ϓ) =
𝟑
𝟐
E.I (6.11)
cos(ϓ) değeri I=𝐼 𝑑 olduğu için 1 alındığında maksimum çıkış gücünü vermektedir.

32. 32
8 MIKNATISLANMA ENDÜKTANSLARININ HESAPLANMASI
Yüzey monteli senkron motorlarda d ve q eksenlerindeki endüktans değerleri birbirine eşit
kabul edilebilir. Ancak 𝐿 𝑑ve 𝐿 𝑞endüktans 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 𝑑̂ ,𝑎𝑟𝑚𝑎𝑡ü𝑟
𝐼 𝑑̂
=
𝑁.𝜙̂̇
𝑑,𝑎𝑟𝑚𝑎𝑡ü𝑟
𝐼 𝑑̂
(7.1)
Burada armatür akısının değerine matematiksel olarak ihtiyacımız olacaktır.
Armatür akısının değerini aşağıdaki eşitlikten faydalanarak elde edeceğiz.
𝜙̂ 𝑑,𝑎𝑟𝑚𝑎𝑡ü𝑟 = 𝐵̂ 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
𝐵̂ 𝑑,𝑎𝑟𝑚𝑎𝑡ü𝑟 = µ0.𝐻̂ 𝑑,𝑎𝑟𝑚𝑎𝑡ü𝑟=µ0.
4
𝜋
.
3
2
.𝐼 𝑑.̂ 𝑞 .𝑛 𝑠 .𝑘 𝑤1
𝛿 𝑒+
𝐼 𝑚
µ 𝑟
(7.3)
Yukarıdaki ifadeleri kullanarak d eksenindeki endüktans değerimiz 𝐿 𝑑
𝐿 𝑑=
3
𝜋
. (q. 𝑛 𝑠. 𝑘 𝑤1)2
.
µ0
𝛿 𝑒+
𝐼 𝑚
µ 𝑟
.(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
.
µ0
𝛿 𝑒+
𝐼 𝑚
µ 𝑟
.(𝐷 − 𝛿). 𝑙) (7.5)

33. 33
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.𝐼𝑐𝑜𝑛𝑑=∮ 𝐻. 𝑑𝑏=𝐻 𝑚𝑎𝑥.𝑏𝑠𝑠1.𝑘 𝑜𝑝𝑒𝑛 (8.1)
Şekil 9.1 Bir oluktaki kaçak alanın dağılımı

34. 34
Açılan oluklarda depo edilen manyetik enerji ifadesi 𝑊𝑠0 şu şekilde yazılabilir.
(8.3)
Formülizasyonda gösterilen λ1 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
𝑊𝑆=
1
2
.𝐿 𝑘𝑎ç𝑎𝑘.𝐼2
(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..µ0. λ1 (8.6)

35. 35
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.

36. 36
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 + Ud
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

37. 37
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.

38. 38
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.

39. 39
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.
𝑃𝑐𝑢=3.𝑅 𝑐𝑢.𝐼2
(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)

40. 40
Endüklenen gerilim E, motor frekansı ile orantılıdır. Eddy kaybı ise motor frekansının karesi
ile orantılıdır.
𝑅 𝑒𝑑𝑑𝑦=sabit (10.5)
𝑅ℎ𝑦𝑠𝑡=𝑅ℎ𝑦𝑠𝑡(𝜔 𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙).
𝑓
𝑓 𝑛𝑜𝑚𝑖𝑛𝑎𝑙
(10.6)
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.
𝑝𝑖𝑟𝑜𝑛=𝑝 𝑒𝑑𝑑𝑦+ 𝑝ℎ𝑦𝑠𝑡=𝑘ℎ𝑦𝑠𝑡.𝛽 𝛽 𝑠𝑡.𝜔 𝑒𝑙+𝑘 𝑒𝑑𝑑𝑦.𝛽2
.𝜔 𝑒𝑙
2
(10.7)
𝑝 𝑒𝑑𝑑𝑦 𝑝ℎ𝑦𝑠𝑡 sırasıyla eddy kaybı ve histerisis kaybını sembolize eder. 𝑘ℎ𝑦𝑠𝑡 ve 𝑘 𝑒𝑑𝑑𝑦 histerisis
ve eddy kayıp sabitidir. 𝛽𝑠𝑡 ise steinmetz sabiti olarak adlandırılmaktadır. Bu sabitler
laminasyon malzemesinin tipine bağlı olmaktadır. Silikon demir laminasyonu için bu sabitler
şu şekildedir, 𝑘ℎ𝑦𝑠𝑡 40 ile 55 arası, 𝛽𝑠𝑡, 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)

41. 41
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

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

43. 43
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

44. 44
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.

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

46. 46
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

47. 47
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.

48. 48
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.

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

50. 50
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

51. 51
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.

52. 52
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: Inner
Type of Circuit: Y3
Type of Source: Sine
Domain: Time
Operating Temperature (C): 75
STATOR DATA

53. 53
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

54. 54
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

55. 55
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

56. 56
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

57. 57
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: 6.99544e-005
Rotor-Yoke By-Pass Factor: 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

58. 58
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

59. 59
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

60. 60
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

61. 61
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

62. 62
NOTLAR