200 Amper, Yüksek Frekans Anahtarlamalı DA Kaynak Makinesinin Tasarımı ve Gerçekleştirilmesi

Koparan A., Aydemir M. T., Şimşek O., 200 Amper, Yüksek Frekans Anahtarlamalı DA Kaynak Makinesinin Tasarımı ve Gerçekleştirilmesi, EMO Bilimsel Dergi, Cilt 2, Sayı 3, Syf 51-61, Haziran 2012

200 Amper, Yüksek Frekans Anahtarlamalı DA Kaynak Makinesinin Tasarımı 200 Amper, Yüksek Frekans vAenGahetraçrelkalmeşatilrı iDlmAeKsiaynak Makinesinin Tasarımı

Design and ImplementationvoefGae2r0ç0ekAlemştpierrilemHesigi h Frequency Switching DC Design and Implementation oWf ael2d0i0ngAMmpacehreinHe igh Frequency Switching DC

Welding Machine

Arzu Koparan1, M. Timur Aydemir2, Oğuz Şimşek3 Arzu Koparan1, M. Timur Aydemir2, Oğuz Şimşek3 1TUSAŞ Türk Havacılık ve Uzay Sanayii, Akıncı, ANKARA 1TUSAŞ Türk Havacılı[email protected] yii, Akıncı, ANKARA [email protected]

2Elektrik ve Elektronik Mühendisliği Bölümü 2EGleakztriikÜvneivEelreskiterosinMiküMheünhdeinsdliikslFiğaikBülötleüsmi ü

Gazi ÜnivearysdietmesirimMt@üghazein.eduis.tlrik Fakültesi [email protected]

3NURİŞ Elektrik ve Kaynak Makinaları Sanayi ve Ticaret A.Ş., Ankara 3NURİŞ Elektrik ve KaynaogkuzMsimakseikn@anlauriıs.Scoamn.atryi ve Ticaret A.Ş., Ankara [email protected]

Özet

Bu makalede, 5.6 kW (20Ö0 zAe)t gücünde bir ark kaynağı

Bmuakimneaskialieçdine,yü5k.6sekkWfrek(a2n0s0 aAna) htgaürclaümndaelı bgiürç adröknükşatüyrnüacğüı

dmeavkrienseisi ivçein ybüuksedkefvrreeknains adneanhettalerlyaicmisailnıingüç tdaösanrüışmtüı rücvüe

dgevrçreksileştvireilmbeusi adnelavtrıelmnianktadeırn.etGleüyçicidseinvirnesintdaesairkıimliı ilevrei

g(deuraçelkfloerşwtirairlmd)esDi Aa/nDlaAtıdlmönaüktşatüdrırü.cüGütoçpodleovjriesisinkudlelainkıillmi ıişlteıri.

M(duoadlülfeorrlwiğai rsda)ğDlaAm/aDkAiçdinöniükşitüardüectüdötonpüoştlüorjiüsciükuglilraişnlıelmriışsteıri.

Mçıkoıdşlüalreırliğpiarsaalğelamoalakcaiçkin biikçiimaddeet dböanğülaştnümrüışctüır.girMişalekrailesdeeri,

çtaıksıaşrlıamrı psüareaclei l aoylarıcnatkılı bioçliamrdaek banğlatnılmmıaştkıtra. , Mbaeknazletdime,

staosnaurçılmarı svüerecgierçaeykrleınştıilrıilenolaprraoktotiapnldaetıvlrmeaylketa,eldbeenezdeitliemn

dsoenueyçslaerlısovneuçglaerçveekrlielşmtierkiltendirp. rototip devreyle elde edilen

Adennaehytsaerl skoenluimçlealrerv:erEilvmireikctiedTiirp. Kaynak Makinesi, İkili İleri

ADnAa-DhtAarDköenlüimştüelreürc:ü.Evirici Tip Kaynak Makinesi, İkili İleri

GahetraçrelkalmeşatdDDDilcAeerıss-ciiiDDogglnnAmAvaaDeennrötddKsenriüiimmşaatppünylldreeünmmcitaüeesnn.kttcaaottnMiiooAAtrnnobbaloolsseffkttraarriaafnhhocciireggtthhasniffrrneeaqqircuuneewnnTcceyyldassinwwsgaiittccmrhhıaeemddchddiıncce--

a 200 Ampdwpwcaiiettphhcreoraaen. vppDeHooruwwtaeieerlgrrfahorrnaardwttFiinnaitrggrsdeoocqDffon55Cut..r-66eoDlnkkCleWWrccyfo((o22nr00Sv00eawrntAAe))iartriictcssohpwddoeeeilsslnoccdgrrigniiybbgeehDddmasCaiinncbhtteihheniiness

Welding Mupasacepdherii.nnDtheueapl ofworewr acrirdcuDitC. T-DwCo icdoenvtiecratlercotnovpeorltoegrsy hhaavse been ucosendneicntethdeinposweerirescirincpuuitt., Tpwaoraildleelntoicuatpluctosntvreurctteurrsehtaoveobbteaein

M. Timur Aymcamdosooneddtnhmuueellcaaitrrrseii2dttmyy,..iuOnlDDağseeteissuoriinggizennsrŞeooiinsffmupttlhhutşseete, cckapoon3anndrvvaeeellrrxettpeelerroriiussmtpggeuniivvtteeasnnltruiirnnecstdduueerlttesaaiitlloobaaotssabiwwtnaeeillndll

awsiththtehespimroutloattyiopne croensvueltrstear.nd experimental results obtained

ılık ve Uzay KwSeiatyhnwtaohreydipsir:,oItAnovtkyeprıtenercoıtyn,pvAerNwteerKl.dAingRmAachine, Dual forward DC-

[email protected]:rtIenrv.erter type welding machine, Dual forward DC-

DC Converter.

EelreskitterosinMiküMheEünlhedketinrsidkliiaksrlkFiğkaaikyBnüalöğtleınüsdmia ük11a..litenGGiniirraiirşşttırılması için arkın, farklı

[email protected]ğıhnadsasaksaloitleanraink akrottnıtrrıolml aesdıilimçiensiargkeınre,kflairdkirlı. Bkauynaakmeavçrleal,erignedçemhiaşstesas koulallraankılkanontrboalseitdilmeleeskitrgoemreekklaidnirk.

aogkuzMsimakseikn@anlaurrsatasBiıriisrrausstt.Sıınttckkeeozammimansllmt.eeyyöatrrrüüarylkkçüvvilssaeeedv,yykkeeaavrgTetthherrlııçiieizzssmcrllttaaööakirrşrurddteleaakklatuunAllkıaalllaaunnm.nnlaaŞlaaahhannk.ttn,aatıarrleeAdllallaanıeennrnkk.mmkttrraabooaannrsiiaikkyyteettsseeiiennssltteeeeeğğkmmiitnnrlloeeemrr eyysskeeaaarrhhniiiinnippkee,,

Çtraenlizğiisntökralüyndaekvrişelleemr kinudlleanDıAlm, aaklütamdiınr.yumun kaynak işleminde

iÇseliAğAin akkaıymnagkerişelkelmidiinr.dDe ADAçı,kaılşüemldineyeutmuekn ikçainynçaokkiçşleeşmitliinvde

iusceuAzaAbaukluımnagbeilreenklkidaiyr.naDkAmçaıkkıişneledrei emtmeveckuitçtuinr.çÖokteçeyşaintldiavne,

AA çıkış veren kaynak makineleri daha karmaşıktır ve çok

kaynağı üştürücü ımı ve kili ileri

ucuza mal edilememektedir. Alimünyum kaynağında kaynak akımının 30-200 Hz arasında kare biçiminde değişmesi istenir. Böylece yön değiştiren elektron akışının alimünyum yüzeyindeki oksit tabakasını kırması beklenir.

nılmıştır.

Literatürde, modern kaynak makinelerinin güç devreleri ve

ucuza bulunabilen kaynak makineleri mevcuttur. Öte yandan, AucAuzaçıkbıuşluvnearbeinlenkakyanyankakmmakaiknienlelreiridamheavckuatrtmura.şıÖktıer yvaendçaonk, uAcAuzaçıkmışalvedreilnemkeamyneakktedmira.kiAnelilmerüindyauhma kayrmnaağşınkdtıar vkeaynçoak aukcıumzaınımna3l0e-2d0il0emHezmaerkatseıdnidra. kAalriembüinçyimumindkeadyneğaiğşımndeasi kisatyenairk. Baköıymleıncıen 30y-ö2n00 Hdezğaişrtaisreınnda kelaerketrboiçnimiankdıeşıdneınğişmaelismi üisnteynuimr. yBüözyelyeicnedekyiöonksitdtaebğaişktairseını kıerlmekatsrıobnekleankiırş.ının alimünyum Lyüitzeeryatiünrddeek,i omkosidtetranbakkaaysınnaıkkırmmaaksiınbeleekrlienninir. güç devreleri ve kLoitnetrraotlürdsei,stmemoldeerrin küazyenriankdemaykainpeıllmerıişninçegşüiçtli devçarelılşemrialvaer bkounlutrnoml akstaisdtıerm. leGrüi ç üdzeevrirnedleeri yüazpeırlimndışe yçaepşıiltalin çalışmalar ibnucleulnemndaikğtianddıer., kGuüllçanıdlaenvredlervirelüezreiriknadbeacyaapüıçlanbaşçlaıklışmaltaılnaar tionpcelalemnadkiğimndüem, kküunldlaünrı:lan(a)deRverzeolenrai nksabdaecvarelüiç sibsateşmlıklera,ltı(nba) Ytoupmlamuşaakk manüamhktaürnladmüra:lı(a)sisRteemzolenra, ns(c)devSrerlit saisntaehmtalerlra,m(abl)ı sYisutmemuşleark. Raenzaohntaanrlsadmeavlrıelisissitsetemmleler,rde(cy)arıSileerttkenanaanhathatralarlmaraılnı tseistitkelmenlemr.eRsie, zodneavnrsedyevreyliersliesştteimrillmeridşe ybairrıilektkoenndansaahttöarrlarvıne etentdikülketnömrüensi,rezdoenvarnesyae giyrmerelesşintierilymoilş açbairr. Rkeoznodnaannssatsöornuvcue oenludşüakntöraüknımrezvoenyaansagegrilrimmeinsinedoyğoal aoçlaarr.akRezsıofnıradnasn sogneuçicşui soılruaşsaındaakaınmahtavrelyaarın gkeorinluimmilnarıddoeğğailştiorillaira(ksıfısrıfıgredrailnimgveçeiyşai sırfıarsınadkaımanahatnaarlhatraırnlakmoan.u) mlBaröıyldeecğei,ştirsiilsirte(msıifnır gaenrailhimtarlvaemya ksıafyırıplarkıımen azaanainhdtairlialmmiaş.)oluBr.ö[y1l-e9c]eb, u islikseteyme ignöreatnaashatralarlnammıaş çkeaşyiıtplilaçraıleışnmaazlaariıntdainriıltmmiaşkotaludrı.r.[1R-e9z]obnuanilskeoylgeugsöurneutaksualrllaannamraıkş gçeşriçteliklçeaşltıişrmileanlasrıisttaenmıtlmeradketadnıarh. tRarelzaomnaanksayoılpgluasruı nduüşküuklloalndaurğauk igçeirnçeykülekşsteirkilefnreskiastnesmlalreardçeıkaınlahbtialmrlaemktaedkiar.yıBpluarıddaüşsüiskteomldleurğiun diçaihna yküükçsüekkvefrehkaafinfsolalrmaasçıınkaılayboillmaçemktaekdtiard. ırB. uBudnaunsliastbeimrlliekrtien, rdeazhoankanüsçüskisvteemhlaefrifndoelmaansaıhntaaryloalrıançmtaşaıkmtaadkırz. oBrunduanlakabldirılkiklaterı, arekzıomnlanrısnsitsetpeemldeerğinedrleerain, aohrttaarllaamrına tdaeşğımeralkeriznoirnunçdoak küazldeırkinladreı oakluımrlalar.rınButepdea dgeeğreerklesrizi, oyertraelamyüaksdeekğedrleeğreinrliin tçraonkziüstzöerrlienrdine (oIlGurBlaTr. vBeyua dMaOgSeFrEekTs)izkuylelarenılymüakssıenka ndeedğeenrliolutrranvzeismtöarleiyrient a(IrGtaBr.TRveezyoanaMnsOoSlgFuEsTu)nuknullkaunlıllamnıalsmınaasınıendeynaroaltutırğıvebirmbaalişykeat zaortralru.kR, dezeonnetainmsinolfgrueskuanusndekğuilşltainreılrmekasyınaıpnılmyaarsaıttgığeırebkilrilibğaidşkira. Bzourlunke,dednelnee,tismüzinücfürekealenms adnelğairşıntiresreeçkimyianpdıelmdaiskıkgatelriekoliulinğmidaisrı. gBeurenkeird.enle, süzücü elemanların seçiminde dikkatli olunması Sgeornekyiırll.arda üzerinde durulan bir başka teknik da/da dönüştürücü kSuolnlaynıılllmaradsaıdüızr.erinBdue dudruölnaünşbtüirübcaüşlkear teksnerikt dav/edyaadönyüuşmtüurüşacük aknuallhatnaırllmanaasbıdilımr. ektBeduir. d[1ö0n-ü1ş4tü]rbüucütlüer çaslıeşrmt alavreayaörneykumoluaşrak agnöashtetrairlleabnialibr.ilmSeekrtedainr.ah[1ta0r-l1am4]abuiletürçaçlaılşımşmadaalarakaöyrınpelakr oldaarhaka ygüösktseerkileboilliur.r Saenrtcaaknahdteanrleatmima igleeneçladlıeşmabdaasittkira.yıpYlaurmduaşahka aynüakhsteakrlamolaudra, aannachatkar kdoennuemtimları agreansıenldea gebçaisşitytairp.ılırYkeunm, uyşianke anahtarlamada, anahtar konumları arasında geçiş yapılırken, yine

rezonans ilkesinden yararlanılır. Rezonans genelde anahtar ve yüksek frekans transformatörünün parazitik elemanlarından yararlanılarak elde edilir. Yumuşak anahtarlamalı devrelerde zaman zaman yardımcı devrelerden de yararlanılabilmektedir. Bu da genelde kontrol karmaşıklığını arttırmaktadır.

Kaynak makinelerinde geçmiş yıllarda analog denetim devreleri kullanılırken, son dönemlerde mikroişlemci veya sayısal işaret işleme (DSP) tabanlı denetim sistemleri de kullanılmaktadır. DSP, tasarımda esneklik sağlamakta, daha karmaşık denetim algoritmalarının kullanımına izin vermektedir [1]. İşlemci kullanımında gelinen son nokta ise Alanda Programlanabilir Kapı Dizileri’dir (FPGA) [15-16]. Bu cihazlarla çok daha yüksek performanslı denetim işlemi gerçekleştirilebilmektedir.

Bu çalışmada, 200 A gücünde bir DA kaynak makinesinin güç ve denetleyici devre tasarımları çalışmaları anlatılmakta ve gerçekleştirilen sistemden elde edilen sonuçlar sunulmaktadır. Gerçekleştirilen sistem, ikili ileri (dual forward) DA-DA dönüştürücü yapısını kullanmakta olup, anahtarlama frekansı 65 kHz olarak seçilmiştir. Sisteme modülerlik kazandırmak için iki adet dönüştürücü kullanılmış; bu dönüştürücülerin girişleri seri çıkışları ise paralel bağlanmıştır.

Makalede yapılan çalışma ülkemiz açısından özgünlük içermektedir. Ülkemizde kaynak üretici firmaların önemli bir bölümü evirici tür makineleri ithal etmektedir. Evirici tür makine üretenler ise genelde rezonans devreleri kullanmaktadır. Bu tür devrelerin verimi daha yüksek olabilmekle birlikte, denetimi daha karmaşıktır ve kullanılan elemanların akım değerleri yüksek olmak zorundadır. Makalede önerilen modüler yapı ise Türkiye’de üretilen kaynak makinelerinde kullanılmamaktadır.

Makalenin 2. Bölümünde güç devresinin tasarımı, 3. Bölümünde denetleyici tasarımı, 4. Bölümde ise benzetim ve deneysel çalışma sonuçları verilmektedir. 5. Bölümde genel bir değerlendirme yapılmaktadır.

2. Güç Devresinin Tasarımı

DA kaynak makinelerinin güç katı genel olarak, şebeke frekansında bir doğrultucu ve bir yalıtımlı, yüksek frekans anahtarlamalı DA-DA dönüştürücüden oluşur (Şekil 1). Son yıllarda bir de, doğrultucu devre ile DA-DA dönüştürücü arasında bir güç katsayısı iyileştirme (GKİ) devresi eklenmeye başlanmıştır.

yapı ise ikili ileri dönüştürücü yapısıdır [18]. Devre, iki anahtar ve iki diyottan oluşmaktadır (Şekil 2). Anahtarlar aynı anda iletime alınır ve çıkartılır. Devrenin en büyük özelliği basitliğidir. Yalnızca bir anahtarlama işlemi yapılır. Anahtarlar tıkandığında diyotlardan yolunu tamamlayan akımla manyetik sıfırlama gerçekleştiğinden transformatörün doymaya girme sorunu yaşanmaz. Bu devrenin en kötü yanı ise transformatörünün gereğinden büyük olmasıdır. Bunun nedeni mıknatıslanma akımının tek yönlü akmasıdır. Ayrıca, çıkış dalgalanma frekansı anahtarlama frekansında olduğundan, kullanılacak süzgeç de, çıkış frekansı anahtarlama frekansının iki katı olan diğer topolojilere göre daha büyük olur. Bu dezavantajlarına karşın basitlik ve güvenilirlik nedenleriyle bu topolojinin kullanılmasına karar verilmiştir.

Şekil 2: İkili ileri DA-DA dönüştürücü

Şekil 1: Anahtarlamalı güç kaynağı blok diyagramı.

DA kaynak makinalarında kullanılan yalıtımlı DA/DA dönüştürücüler yarı köprü, ikili ileri köprü veya tam köprü biçiminde olabilir. Yarı köprü devre basitlik açısından tercih edilse de yüksek güçler için doğal seçim tam köprü devredir [17]. Dönüştürücü topolojileri içerisinde kullanımı en kolay olan

Şekil 3: İkili ileri dönüştürücüye ait önemli dalga biçimleri (yukarıdan aşağıya): anahtarlama gerilimi, primer ve sekonder gerilimleri, doğrultulmuş sekonder gerilimi, endüktör akımı, primer akımı, anahtar akımı, anahtar gerilimi.

Sistemin güç katında kullanılan yapı Şekil 4’te gösterilmektedir. Görüldüğü gibi iki adet dönüştürücü kullanılmaktadır. Dönüştürücülerin girişleri seri olarak

Koparan A., Aydemir M. T., Şimşek O., 200 Amper, Yüksek Frekans Anahtarlamalı DA Kaynak Makinesinin Tasarımı ve Gerçekleştirilmesi, EMO Bilimsel Dergi, Cilt 2, Sayı 3, Syf 51-61, Haziran 2012

bağlanmakta ve böylece bara gerilimi ikiye bölünmektedir. Dönüştürücülerin çıkışları, transformatör sekonderlerindeki doğrultucular üzerinden paralel bağlanmakta ve böylece de yük akımı dönüştürücülere paylaştırılmaktadır. Seri Giriş Paralel Çıkış bağlantılı DA/DA dönüştürücülerin önemli özellikleri a) anahtar olarak iletim dirençleri küçük olan MOSFET elemanlarının kullanımına izin vermek, b) bu eleman seçimi sonucu olarak yüksek frekansta anahtarlamaya izin vermek ve c) daha küçük dönüştürme oranlarına yol açmak olarak sıralanır [19]. Belirtilen bu özellikleri nedeniyle bu uygulamada seri giriş, paralel çıkış bağlantılı yapı tercih edilmiştir. Böylece, sistemin 3 fazlı girişten beslenmesi durumunda da bu yapı kullanılabilmektedir. Bu yapının bir başka üstün yanı da, oluşacak kayıpların daha geniş alana yayılarak soğutmanın kolaylaştırılmasıdır.

Şekil 4: Seri Giriş Paralel Çıkış Bağlantılı Modüler Dönüştürücü Yapısı

2.1. Güç Katında Kullanılacak Malzemelerin Seçimi

Çalışma frekansı, piyasada ekonomik olarak bulunabilen elemanların anahtarlama ve çekirdek kayıpları, kontrol devresinin çalışma hızı, akım algılayıcılarının bant genişlikleri gibi etkenler dikkate alınarak 65 kHz olarak seçilmiştir. Güç katında kullanılacak malzemelerin 65 kHz’de çalışan 200 A’lik kaynak makinası elemanları için yeterli özelliklerde olması gerekmektedir. Devre elemanları için gerekli parametreler ve hesaplamalar aşağıda tek tek verilmiştir.

Sistemin giriş geriliminin nominal değeri 220 V olup, bu bara geriliminin 310 V olması anlamına gelir. Ancak, giriş geriliminde zaman zaman oluşabilecek değişimler göz önüne alınarak, bara geriliminin alt ve üst değerleri 280 V ve 350 V olarak belirlenmiştir.

Kaynak makinesi olarak kullanılacak güç devresinin minimum çıkış gücünü belirleyen EN 60974-1 standardıdır. Bu standarda göre kaynak akımı ve gerilimi arasındaki ilişki şöyledir:

(1)

Kaynak akımı 200 Amper olacağından kaynak makinesinin

çıkış uçlarında olması gereken gerilim 28 V olarak elde edilir.

Ancak sekonder tarafındaki yarıiletkenlerin gerilim düşümleri

ve bırakılan paylarla birlikte transformatörün sekonderindeki

en düşük çıkış gerilim değerinin 34 V olması öngörülmüştür.

Bu durumda transformatörün çıkışta sağlaması gerekli gücün

en az

olması gerekir.

EN60974-1 standardı kaynak esnasında olması gereken en düşük gerilimi ve dolayısı ile çıkışta sağlanması gerekli gücü

belirler. Bunun yanında tasarlanan makinenin her tip örtülü

elektrot ile çalışması hedeflendiğinden makinenin yüksek ark

boyunda veya damla geçişlerinden sonra arkın kopmasını

engelleyebilmesi için çıkış geriliminin 50 V civarına kadar

yükselebilmesinin

gerekliliği

söz

konusudur.

Transformatörün dönüştürme oranı hesabında da bu gerilim

değeri kullanılacaktır.

Sistemde iki tane transformatör bulunacağından, transformatör tasarımı 3400 W gücüne göre yapılmalıdır. Transformatör hesabı için kullanılacak veriler Çizelge 1’de verilmektedir.

Çizelge 1: Transformatör Tasarım Parametreleri

Çıkış gücü Giriş DA Bara gerilimi (En aÇza)lışma Frekansı Çıkış Gerilimi Çıkış Akımı Hedef Verim Regülasyon Doluluk oranının (duty) en büyük değeri

3400W 230V (190V AA Giriş için) 65 kHz 50V 100A % 95 % 0.5 % 47

65 kHz’de bakır iletkenkerin deri kalınlığı mm’dir. Devrede, kalınlığında yuvarlak litz teli yerine, doldurma oranı çok daha yüksek olan folyo iletkenler kullanılmıştır.

Çekirdek seçimi için şu bağıntı kullanılmıştır [20, 21]:

(2)

Bu bağıntıda, Po: Çıkış gücü (W) J: Akım yoğunluğu (A/m²) B: Manyetik akı yoğunluğu (Tesla) f: Frekans (Hz) K: Doldurma Katsayısı η : Verim

olarak tanımlanmıştır. Değerler yerine konulursa olarak hesaplanır.

Ferit çekirdek olarak, güç hacmi hesaplanan değere yakın ve tedariği oldukça kolay olan Cosmo Ferrites tarafından üretilen EE 6527 seçilmiştir [22]. Transformatör çekirdeğinin parametreleri Çizelge 2’de verilmektedir.

Çizelge 2: Transformatör Çekirdeğinin Parametreleri

Manyetik malzeme

CF138

AL Manyetik yol uzunluğu

8100 nH 147 mm

Pencere kesiti Çekirdek kesiti Güç Hacmi (WaAc) Hacim

1.21 2.22 5.3 cm² 28.6 cm4

78200 mm³

Ortalama tur uzunluğu 14 cm

Bu veriler kullanılarak primer sarım sayısı

2 = 5.4cm²

(3)

denkleminden

transformatör dönüştürme oranı,

(4)

olarak hesaplanır. Bu dönüştürme oranını sağlayan en yakın yuvarlama aşağıdaki gibi yapılmıştır:

Np= 11 sarım, ⁄

, Ns=5 sarım.

Bu değerlerden primer ve sekonder endüktansı hesaplanabilir.

Trafonun kaçak endüktansının olabildiğince düşük olması istendiğinden Primer/2 – Sekonder - Primer/2 şeklinde sandviç sargı tekniği kullanılmıştır. Sandviç yapı Şekil 5’te gösterilmektedir.

Sekonder

Şekil 5: Transformatör tasarımında kullanılan sandviç yapı

Trafonun dönüştürme oranı kullanılarak maksimum, minimum ve ortalama doluluk oranı hesapları yapılabilir.

(5)

(6)

(7)

Her bir transformatörün sekonderinden anlık olarak 100 A akacağından, primer akımının anlık değeri (8) en yüksek primer akımının etkin değeri (9)

ve sekonder akımının etkin değeri de (10)

olarak hesaplanır.

Mosfet anahtar tıkalı iken bara gerilimini görecektir. Bara geriliminin en çok 350 V’a kadar çıkması beklenmektedir. En az %50 pay bırakılması gerektiği düşünülürse seçilecek anahtarın 450-500V gerilim değerine sahip olması gerektiği açıktır. Mosfet anahtarların akımı ile primer akımının etkin değerleri yaklaşık olarak aynı olacaktır. Bu değer daha önce 21.34 A olarak hesaplanmıştı. Bu akım değerinin üzerine bir miktar dalgalanma ve bir miktar da mıknatıslanma akımı bileşeni gelecektir.

Çalışmada iki adet STW29NK50Z (500V, 31A, ) anahtarın paralel kullanılmasına karar verilmiştir.

Primerdeki diyotların üzerindeki ters gerilimin en büyük değeri, MOSFET elemanlarda olduğu gibi 350 V’tur. Bu diyotlardan yalnızca MOSFET elemanlar kesime girdiğinde mıknatıslanma akımı akar. Bu akım da oldukça küçüktür. Dolayısıyla STTH30R06 (600V, 30A, ultrafast high voltage rectifier) uygun bir seçimdir.

Sekonder diyotları dönüştürücünün çıkış tarafında olduğundan çıkış akımı (100 A) bu diyotların üzerinden akacaktır. Diyotlar üzerlerindeki en yüksek ters gerilimi Vi/n olacaktır. Bu gerilimin en büyük değeri de 350/2.2 = 160 V olarak hesaplanır. Dolayısıyla STTH 6003CW (2x30A, 300V, High Frequency Secondary Rectifier) uygun bir seçimdir.

Çıkış süzgecinin endüktans ve kondansatör değerleri sürekli akım kipinde çalışma koşulu için geçerli bağıntılar yardımıyla hesaplanabilir [18]. Buna göre endüktans değeri

=

(11)

olarak bulunur. Çalışma sırasındaki değişimler dikkate alınarak 10 µH seçilmesi uygundur. Çıkış süzgecinin kapasite değeri için de

(12)

elde edilir. Ancak, bu devre bir kaynak makinesinde kullanılacağından çıkış gerilimini sabit tutmak gerekmemektedir. Burada küçük değerde bir kondansatör uygulama açısından daha uygundur. Dolayısıyla 100 nF değerinde bir kondansatör kullanılmıştır.

2.2. Kayıplar

Tüm yarıiletken elemanlarının kayıpları üreticilerin sağladığı teknik bilgiler yardımıyla hesaplanabilir. Buna göre,

Doğrultucu diyotun ters toparlanma kaybı Eş. 13’den, iletim kaybı da Eş. 14’ten hesaplanır [18].

(13)

(14)

Ancak, doğrultucu diyodu devrede olmadığı anlarda serbest döngü diyodu akımı taşıdığından, devrede sürekli bir diyot bulunmaktadır. Bu nedenle, toplam diyot iletim kaybı için (15)

bağıntısı kullanılabilir. Seçilen diyot elemanı yüksek frekanslarda çalışmaya uygun olup, ters toparlanma kaybı oldukça küçüktür. Bu nedenle yalnızca iletim kaybının hesaplanması yeterlidir. Her bir diyottan 50 A aktığından, bu akım değeri için verilen gerilim düşümü de 1.1 V olduğundan diyodun iletim kaybı, (16)

olarak hesaplanır. Bir modülde iki tane diyot paralel çalıştığından modülün toplam diyot kaybı 110 W olacaktır. Tüm sistemin sekonder diyotlarının toplam kaybı ise 220 W olacaktır.

Mosfetin anahtarlama kaybı (11)’den, iletim kaybı da (12)’den hesaplanabilir.

Koparan A., Aydemir M. T., Şimşek O., 200 Amper, Yüksek Frekans Anahtarlamalı DA Kaynak Makinesinin Tasarımı ve Gerçekleştirilmesi, EMO Bilimsel Dergi, Cilt 2, Sayı 3, Syf 51-61, Haziran 2012

(17)

Mosfetin iletim kaybı:

(18)

Seçilen elemanın parametreleri şu biçimdedir:

Buna göre;

Her bir dönüştürücüde iki adet anahtar kullanıldığından ve her anahtarda iki MOSFET paralel çalıştığından ve toplam iki dönüştürücü olduğundan anahtarlama kayıpları 6.4 W olarak hesaplanabilir. İletim kayıpları ise

olarak hesaplanır. Yine toplam MOSFET sayısı göz önüne

alınarak toplam iletim kaybı

olarak

bulunur.

Primer diyotların üzerinden sadece mıknatıslanma akımı aktığından bu diyotların kayıpları göz ardı edilebilir. Buna göre sistemin toplam yarıiletken kaybı 220+6.4+118.4=344.8 W olarak hesaplanır.

Transformatörün pencere yüksekliğinin karkas tabanından 2 mm, bobinin üst yüzeyinden 1.5 mm’lik kısmı ve primer ile sekonder arası yalıtım için 2 mm yalıtım mesafeleri toplam pencere yüksekliğinden düşülürse, primer ve sekonder için kalan pencere mesafesi 12.1 – 2 – 1.5 – 2 = 6.6 mm olur.

Primer ve sekonderin kapladıkları hacimler eşit (6.6 / 2 = 3.3 mm) olarak alınarak, Primer için tur yüksekliği = 3.3 mm / 11 sarım = 0.3 mm olarak hesaplanır. Bu yüksekliğin 0.15 mm’lik kısmı bakır folyo iletken için, 0.1 mm lik kısmı ise sarımlar arası yalıtım malzemesi için kullanılmış, geri kalan 0.05 mm lik boşluk ise sarım sırasında oluşabilecek kabarma payı olarak bırakılmıştır.

İletken genişliği ise pencere genişliğinden karkas ve yalıtım payı düşülerek 40-2-2 = 36 mm olarak belirlenmiştir. Bu durumda primer iletken kesiti 0.15 x 36 = 5.4 mm² olur.

Ortalama sarım uzunluğu 14 cm olduğundan, primer iletken uzunluğu 14 x 11 = 154 cm’dir. Primer iletken direnci ise

olarak hesaplanır. Buradan primer bakır kaybı,

Sekonder için tur yüksekliği = 3.3 mm / 5 sarım = 0.66 mm olarak hesaplanır. Bu yüksekliğin 0.45 mm’si primer için kullanılan folyodan 3 adet üst üste sarmak için, 0.20 mm’si sarımlar arası yalıtım için kullanılmıştır.

Bu hesaplamaların sonucunda: Sekonder iletken kesiti Sekonder iletken uzunluğu

Sekoder iletken direnci

Sekonder bakır kaybı,

Buna göre toplam bakır kaybı olur.

Çekirdek kaybı (üretici teknik değerlerinden 65 kHz, 250 mT – için yaklaşık olarak), 600 kW/m³ olarak elde edilir. Çekirdek hacmi 78200 mm3 olduğundan,

toplam kayıpları da olarak bulunur.

olarak, transformatörün

Yukarıda hesaplanan tüm kayıp değerleri kullanılarak tam yük altında sistem verimi hesaplanabilir.

Sistemin toplam kayıpları, yarıiletken kayıpları (344.8 W) ve transformatör kayıpları (52.3 W) toplanarak 397.1 W olarak bulunur. Buna göre sistem verimi,

olur. Gerçekte çeşitli iletim kayıpları ve snubber kayıpları nedeniyle toplam verim daha düşük olacaktır.

3. Denetleyici Tasarımı

Kaynak makinası uygulamalarında güç dönüştürücü kapalı çevrim olarak çalışır. Kapalı çevrim için denetleyici tasarlanabilmesi için dönüştürücünün küçük işaret analizi yapılması gereklidir. Bu bölümde [14] ve [20] numaralı kaynaklarda ayrıntılı olarak anlatılan küçük işaret analizi yönteminin, çalışma kapsamındaki ikili ileri dönüştürücü yapısına uyarlanması anlatılmaktadır. Bu uygulamanın ayrıntıları [23] numaralı kaynakta bulunabilir.

Bu analiz için gerekli tanımlamalar aşağıda yapılmıştır:

̃ Giriş Gerilimi

̃ Sekonder Gerilimi

̃ Çıkış Gerilimi

̃ Endüktans akımı

̃ Primer akımı

̃ Doluluk oranı (duty cycle)

Burada,

çalışma noktası ortalama

değerleridir. ̃̃ ̃

Yani

sabit

değerlerdir.

̃ ̃̃

ise ortalama değer

çevresindeki küçük genlikli değişimleri göstermektedir.

Küçük işaret modeli çıkartılırken, anahtarlanan devrenin farklı modlardaki eşdeğerlerini kullanmak gereklidir. Her mod için eşitlikler yazılmalı ve eşitliklerin ortalaması alınmalıdır. Şekil 6’da anahtarlar iletimde iken ve Şekil 7’de de anahtarlar kesimde iken eşdeğer devre yapısı görülmektedir. Bağıntılar çıkartılırken tranzistörün iletim direnci, süzgeç elemanlarının eşdeğer seri dirençleri gibi parazitik elemanlar da göz önüne alınmıştır.

Şekil 6: Anahtarlar iletimde (0<t<dT)

Gerekli işlemler yapıldıktan sonra çıkış gerilimi ile doluluk oranı ve giriş gerilimlerindeki küçük değişimlere karşılık çıkış gerilimin tepkisi şu biçimde ifade edilebilir [20, 23].

Şekil 7: Anahtarlar kesimde (dT<t<(1-d)T).

(19)

(19) doluluk oranındaki değişimin 0 olduğu varsayılarak düzenlenirse giriş gerilimi-çıkış gerilimi transfer fonksiyonu (20)’deki gibi, giriş gerilimindeki değişimin 0 olduğu

varsayılarak düzenlenirse, kontrol-çıkış gerilimi transfer fonksiyonu (21)’deki gibi elde edilir.

) ((

)) ) (

(20)

(21)

İşlemlerin sadeliği açısından

katının kazanç ifadesi şöyle olur:

alınırsa güç

()

(22)

Güç dönüştürücüsünün kapalı çevrim denetimi gerilim veya akım üzerinden yapılabilir. Şekil 8’de gerilim tabanlı denetleyici yapısı gösterilmektedir.

algılayıcının kazancı olup edilir. Bu uygulamada değeri seçilmiştir.

biçiminde ifade

Darbe genişlik modülatörünün kazancı ise

̃ ⁄̃

olarak hesaplanmıştır.

Transfer fonksiyonun kesim frekansı

Şekil 8: Gerilim tabanlı denetleyici yapısı

Kapalı çevrim denetleyicinin döngü transfer fonksiyonu şu biçimdedir:

(23)

olarak bulunur. Bu veriler kullanılarak güç katının genlik ve faz değişim grafikleri Şekil 9’da görüldüğü gibi elde edilmiştir.

Bu sistem için kararlı bir denetleyici tasarlarken özellikle

dikkat edilmesi gereken noktalar, kapalı sistemin hızlı

olabilmesi için kesim frekansının

mümkün olduğunca

yüksek seçilmesi ve faz payının ( )

arasında

olmasıdır. Bu denetleyici için seçimler

olarak yapılmıştır. Bu özelliklere sahip denetleyici

“k çarpanı” yaklaşımıyla tasarlanabilir [24].

Koparan A., Aydemir M. T., Şimşek O., 200 Amper, Yüksek Frekans Anahtarlamalı DA Kaynak Makinesinin Tasarımı ve Gerçekleştirilmesi, EMO Bilimsel Dergi, Cilt 2, Sayı 3, Syf 51-61, Haziran 2012

DA-DA dönüştürücünün yaklaşık olarak ideal kabul edilerek ve yalnızca anahtarlama frekansına bağlı olarak bir denetim gecikmesinin denetleyici bloğuna dâhil ederek, sistemin mertebesi düşürülebilir. Bu gecikme genel olarak anahtarlama periyodunun yarısı kadar alınır. Bu uygulamadaki gecikme miktarı 7.7 µs olarak alınmıştır. Akım tabanlı denetleyicinin indirgenmiş yapısı Şekil 12’de gösterilmektedir [14].

Şekil 9: Güç katı kazanç ve faz değişim eğrileri

“k çarpanı” yaklaşımında önerilen denetleyici yapısı şu biçimdedir:

( ⁄) ( ⁄)

(24)

Gerekli işlemlerin yapılmasının ardından

Şekil 10: Kapalı çevrim transfer fonksiyonu genlik ve faz değişimleri.

||

elde edilir. Yukarıda belirtilen yöntem ve katsayıların hesaplanması ile ilgili ayrıntılar [23] ve [24] numaralı kaynaklarda verilmektedir.

Bu değişkenler yardımıyla denetleyicinin transfer fonksiyonu

(25)

olur. Bu fonksiyon kullanılarak kapalı çevrim transfer fonksiyonu elde edilir ve genlik-açı değişimleri çizdirilebilir.

Görüldüğü gibi, istenilen bant genişliği ve faz payı değerleri elde edilmiştir.

Her ne kadar denetleyici tasarımında gerilim tabanlı bir sistem göz önüne alınmışsa da, sabit akımlı kaynak makinası tasarlarken, sistemin kontrolü çıkış akımın regüle edilmesini gerektirir [14]. Şekil 11’de kapalı çevrim çıkış akımı regüle edilen sistem görülmektedir. Bu yapıda, geliştirilmiş olan dönüştürücü transfer fonksiyonu, “Güç Katı ve Çıkış Süzgeci” bloğu içerisinde yer almaktadır.

Şekil 11. Kapalı çevrim akım kontrollü dönüştürücü blok diyagramı.

Şekil 12. Akım tabanlı kapalı çevrim denetleyicili dönüştürücünün indirgenmiş modeli

GP(s) transfer fonksiyonu (26)

biçiminde olup, burada : trafonun dönüştürme oranı, : çıkış süzgeç endüktansı ve : yük direncidir.

Kutup-sıfır yok etme kuralı uygulanarak, Gp(s)’nin kutbu PI denetleyici transfer fonksiyonunun sıfırıyla yok edilebir. Kutbu sıfırla yok etme esasında Kp’nin KI’ya oranı toplam endüktansın toplam dirence oranına eşittir [14].

(27)

Sistemin açık çevrim transfer fonksiyonu şöyledir;

(28)

Sistemin 2. mertebeden kapalı çevrim transfer fonksiyonu yukarıdaki ifadelerin sadeleştirilmesi ile şöyle elde edilir:

(29)

: sönümlenmemiş doğal frekans

(30)

ζ : sistemin sönümlenme oranı

(31)

ζ, 0.707 seçilerek karmaşık eşlenik kapalı çevrim kutupları ve sol yarı düzlemde bulunan sönümsüz sistem davranışı elde edilir.

(32)

Bu bağıntılar kullanılarak biçiminde hesaplanır.

ve = 0.35566

4. Benzetim ve Deneysel Çalışma Sonuçları

Gerilim modlu denetleyiciün s domenindeki tasarımı revize ederek elde edilen akım denetleyiciyle akım kompanzasyonlu devrenin benzetimi MATLAB SIMULINK ortamında yapılmıştır. Kaynak işleminin bir dirençle gösterildiği benzetimde devre 5 ms boyunca çalışmakta olup, 1 ms’den 2 ms’ye kadar olan aralıkta yük için konulan 0.14 ohm’luk dirence paralel 0.14 ohm’luk bir direnç devreye girerek, bu aralıkta yükün yarı yarıya azalmasına dayalı sistemin tepkisi incelenmeye çalışılmıştır. Benzetim modelinde, referans akımla gerçek akım karşılaştırıldıktan sonra hesaplanan akım hatası, transfer fonksiyonuna girdi olarak alınmış, s domenindeki bu bloğun çıkışında anahtarlar için gerekli doluluk oranı elde edilmiştir.

Benzetim çalışmalarında kullanılan diğer parametreler Çizelge 3’te verilmektedir. Benzetimde tüm yarıiletkenler ideal varsayılmıştır.

Çizelge 3: Benzetim Çalışmalarında Kullanılan Parametreler

DA Bara Gerilimi Transformatör Dönüştürme Oranı Süzgeç Endüktansı Süzgeç Kondansatörü Süzgeç Kondansatörü Eşdeğer Seri Direnci Oransal kazanç KP İntegral kazanç KI Benzeticide kullanılan hesaplama yöntemi Adım Aralığı

540 V 2.2 10 μH 13.8 μF 0.1 Ω 0.356 4979 ODE45 Otomatik

Benzetim sonucunda elde edilen çıkış gerilimi ve akımı işaretleri Şekil 13’te gösterilmektedir.

Şekil 13: DA kaynak makinası akım kontrollü benzetimde sırasıyla çıkış gerilimi ve yük akımı.

Görüldüğü üzere, yük değiştiğinde gerilim de değişmekte, ancak kaynak akımı referans değerde sabit tutulabilmektedir.

Tasarımı yapılan devrenin prototipi de geliştirilmiş ve laboratuvar ortamında gerçek kaynak işlemi yapılarak devre sınanmıştır. Denemeler sırasında 2.5, 3.25 ve 4 mm çapında elektrotlar kullanılarak, ST37 özelliklerinde iki metal üzerinde elektrot kaynağı (MMA Kaynağı) gerçekleştirilmiştir.

Deneyler sırasında akım, gerilim ve güç ölçümleri yapılmıştır. Akım ve gerilim ölçümleri için Tektronix MSO4034 osiloskop (TCP303 akım, DP25 Diferansiyel gerilimi probları) kullanılmıştır. Güç ölçümü için ise Fluke 434A Güç Kalitesi Analizörü kullanılmıştır.

Koparan A., Aydemir M. T., Şimşek O., 200 Amper, Yüksek Frekans Anahtarlamalı DA Kaynak Makinesinin Tasarımı ve Gerçekleştirilmesi, EMO Bilimsel Dergi, Cilt 2, Sayı 3, Syf 51-61, Haziran 2012

Şekil 14: Kaynak işlemi sırasında akım ve gerilimler. A) toplam çıkış akımı, b) ark gerilimi.

Şekil 14 ve Şekil 15’te kaynak işlemi sırasında alınan akım ve gerilim dalga şekilleri verilmektedir. Bu işlemler sırasında kaynak akımının değeri 120 A’e ayarlanmıştır. Şekil 15, Şekil 14’teki dalgaların ayrıntılı halini göstermektedir. Şekil 16’da ise sıcak başlangıç (hot start) işlemine ait dalga biçimleri gösterilmektedir. Bu, işlem ilk başlarken kaynağın yüksek akımda yapılması sürecidir. Bu süreçte kaynak akımı referans akımın yaklaşık %50 fazlasına ayarlanır. Normal olarak 120 A’de kaynak yapılacak olmasına karşın ilk aşamada makine 175 A ile başlamakta, yarım saniye sonra ise akım referans değerine düşürülmektedir.

Şekil 16: Kaynak işleminde 0.5 s süreli sıcak başlangıç süreci (kaynak akımı).

Tasarım çalışmalarının aktarılması sırasında belirtildiği üzere, sistem iki paralel koldan oluşmaktadır. İki köprünün girişleri seri, çıkışları paralel bağlıdır. Şekil 17’de, tam yük akımında (200 A) çalışma durumunda iki kolun gerilimleri, Şekil 18’de de akımları eşit paylaştığı gösterilmektedir.

Şekil 15: Kaynak işlemi sırasında akım ve gerilimler. A) toplam çıkış akımı, b) ark gerilimi.

Şekil 17: Dönüştürücülerin bara gerilimini paylaşımı. (yukarıdan aşağıya) a) DA bara gerilimi, b) birinci seri kol gerilimi, c) ikinci seri kol gerilimi, d) yük akımı.

Şekil 18: Dönüştürücülerin yük akımını paylaşımı. (yukarıdan aşağıya) a) Toplam çıkış akımı (200A), b)

birinci koldaki endüktans akımı, c) ikinci koldaki endüktans akımı

5. Değerlendirmeler

Elde edilen deneysel sonuçlar, geliştirilen kaynak makinesinin istenen niteliklere sahip olduğunu göstermektedir. Sistem, hedeflenen akım düzeylerinde kaliteli olarak DA kaynak yapabilmektedir. 200 A düzeyi elde edilebilmiştir. Denetim sistemi sağlıklı olarak çalışmıştır. Sistem kısa devre edilerek denenmiş ve akım kaynağı gibi davrandığı gözlemlenmiştir.

Sistem üzerinde yapılan güç ölçümünde ise şu sonuçlar elde edilmiştir.

Giriş gücü:

6.34 kW

Çıkış Akımı:

200.7 A DA

Çıkış gerilimi:

28.06 V DA

Dolayısıyla sistemin verimi

olarak hesaplanır. Bu tasarım sürecinde öngörülenden küçük olmakla birlikte gerçekçidir. Farkın nedeni, bağlantı kayıpları ve özellikle snubber kayıplarının göz önüne alınmamış olmasıdır. Devrede tıkamaya geçişi yumuşatmak amacıyla her MOSFET için bir RCD bastırıcı devresi (R=10 Ω, C=4.7 nF) kullanılmıştır.

6. Sonuç

Bu makalede 5.6 kW (200 A) gücünde bir DA kaynak makinesinin güç ve denetim devrelerinin tasarım ve gerçekleştirilme süreci özetlenmiştir. Geliştirilen makinede DA/DA dönüştürücü olarak ikili ileri topolojisi seçilmiştir. Makineye modüler bir yapı kazandırmak için iki adet dönüştürücü, girişleri seri çıkışları paralel bağlanacak biçimde tasarlanmış ve üretilmiştir. Böylece, tek dönüştürücüden oluşturulan makineye göre biraz daha büyük olsa da, daha verimli ve güvenilir bir sistem elde edilmiştir. Elde edilen deneysel sonuçlar, geliştirilen kaynak makinesinin tepki

hızının, kaynak kalitesinin ve veriminin istenen niteliklerde olduğunu göstermektedir.

Geliştirilen kaynak makinesinin kalitesinin daha da arttırılması için girişinde bir güç katsayısı iyileştirme devresine gereksinim vardır. Ayrıca, elektrik arkının modeli üzerinde çalışmalar yapılarak daha kaliteli bir denetleyici tasarımı yapılabilir.

Teşekkür

Bu çalışma, Nuriş Elektrik ve Kaynak Makineleri San. ve Tic. A.Ş. ile yürütülen ve T.C. Sanayi ve Ticaret Bakanlığı tarafından desteklenen 00078.STZ.2007-1 numaralı San-Tez projesi kapsamında gerçekleştirilmiştir. Yazarlar, destek için teşekkür ederler.

7. Kaynaklar

[1] Bayindir, N.S., Kukrer, O., Yakup, M., “DSP-based PLLcontrolled 50-100 kHz 20 kW high-frequency induction heating system for surface hardening and welding applications”, IEE Electric Power Applications, Volume 150, Issue 3, 365 – 371, 2003.

[2] Pollock, H., Flower, J.O., “Design, simulation and testing of a series resonant converter for pulsed load applications”, Fifth International Conference on Power Electronics and Variable-Speed Drives, 1994, 256 – 261.

[3] Frohleke, N., Mundinger, H., Beineke, S., Wallmeier, P., Grotstollen, H., “Resonant transition switching welding power supply”, 23rd International Conference on Industrial Electronics, Control and Instrumentation, Volume 2, 1997, 615 – 620.

[4] Theron, P.C., Ferreira, J.A., Fetter, J.C., Koertzen, H.W.E., “Welding power supplies using the partial series resonant converter”, International Conference on Industrial Electronics, Control, and Instrumentation, 1993, vol.2, 1319 – 1324.

[5] Pollock, H., Flower, J.O., “Series-parallel load-resonant converter for controlled-current arc welding power supply”, IEE Electric Power Applications, Volume 143, Issue 3, 211 – 218, 1996.

[6] Dede, E.J., Esteve, V., Jordan, J., Gonzalez, J.V., Maset, E., “On the design and control strategy of high power, high frequency converters for tube welding applications”, Power Conversion Conference, 1993, 257 – 264.

[7] Wu, T.-F., Yang, H.-P., Pan, C.-M., “Analysis and design of variable frequency and phase-shift controlled series resonant converter applied for electric arc welding machines”, 21st International Conference on Industrial Electronics, Control, and Instrumentation, 1995., Volume 1, 656 – 661.

[8] Zeng, X.M., Parker, A.B., Lucas, J., “High-frequency TIG-welding power supply with microprocessor control”, IEE Proceedings Science, Measurement and Technology, A, Volume 137, Issue 4, 184 – 192, 1990.

[9] Pollock, H., Flower, J.O., “New method of power control for series-parallel load-resonant converters maintaining zero-current switching and unity power factor operation”, IEEE Transactions on Power Electronics, Volume 12, Issue 1, 103 – 115, 1997.

Koparan A., Aydemir M. T., Şimşek O., 200 Amper, Yüksek Frekans Anahtarlamalı DA Kaynak Makinesinin Tasarımı ve Gerçekleştirilmesi, EMO Bilimsel Dergi, Cilt 2, Sayı 3, Syf 51-61, Haziran 2012

[10] Marques, S. Cruz, C. Antunes, F. Farias, J., “Step down converter with hysteretic current control for welding applications”, IECON 97. Volume: 2, 676 – 681.

[11] Morimoto, K., Doi, T., Manabe, H., Ahmed, N.A., HyunWoo Lee, Mutsuo Nakaoka, Ahmed, T., Hiraki, E., “Dual utility AC voltage line operated soft switching PWM DCDC power converter with high frequency transformer link for arc welding equipment”, International Conference on Electrical Machines and Systems (ICEMS), 2005, Volume 2, 1084 – 1089.

[12] Morimoto, K., Doi, T., Manabe, H., Ahmed, N.A., HyunWoo Lee, Nakaoka, M., “Advanced high frequency transformer linked soft switching PWM DC-DC power converter with utility AC dual voltage modes for low voltage and large current applications”, European Conference on Power Electronics and Applications, 2005, 1-10.

[13] Morimoto, K., Doi, T., Manabe, H., Ahmed, N.A., HyunWoo Lee, Nakaoka, M., Ahmed, T., “An innovative DC busline active snubber-assisted soft switching PWM DCDC power supply with high frequency transformer for high performance arc welder”, Industry Applications Conference, 2005, Volume 3, 1965 – 1972.

[14] Uslu M., “Analysis, Design, and Implementation of a 5 kW zero voltage switching phase-shifted full-bridge DC/DC Converter based power supply for arc welding machines”, Yüksek Lisans Tezi, ODTÜ Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, (2006).

[15] Dede, E.J., Jordan, J., Esteve, V., Cases, C., “New investigations on short-circuit behaviour of current-fed inverters for induction tube welding”, International Conference on Power Electronics and Drive Systems, 2001.Volume 2, 760 – 763.

[16] Vieira, P., Jr., Pinto, J.A.C., Bolhosa, D.M., Pereira, A.C., “Mathematical modeling and digital control for power supplies of current pulsed for welding machine”, European Conference on Power Electronics and Applications, 2005, 1-8.

[17] Lo, Y.-K., Wang, J.-M., "Current-regulated inverters with an output coupled inductor for AC arc welding machines," IET Power Electronics, vol.1, no.4, pp.445454, 2008.

[18] Mohan, N., Undeland, T.M., Robbins, W.P., “Power Electronics: Converters, Applications, and Design”, Wiley, 2002.

[19] Ayyanar, R., Giri, R., Mohan, N., “Active Input–Voltage and Load–Current Sharing in Input-Series and OutputParallel Connected Modular DC–DC Converters Using Dynamic Input-Voltage Reference Scheme” IEEE Tran. on Power Elec. vol. 19, no. 6, 1462-1473, 2004.

[20] Erickson, R.W., Maksimovic, D., “Fundamentals of Power Electronics”, Springer, 2001.

[21] McLyman, C.W.T., “Transformer and Inductor Design Handbook”, CRC Press, 2011.

[22] Cosmo

Ferrites

Product

http://www.cosmoferrites.com/

Catalog,

[23] Koparan A., “200 Amper, Yüksek Frekans Anahtarlamalı, DA ve AA/DA Kaynak Makinalarının Geliştirilmesi”, Yüksek Lisans Tezi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Ankara, 2010.

[24] Venable, H. Dean, “Practical Techniques for Analyzing, Measuring, and Stabilizing Feedback Control Loops in Switching Regulators and Converters”, Proceedings of the Seventh National Power Conversion Conference, 1983, I2-1 to I2-17.