tmmob makina mühendisleri odası - Erim SEVER

tmmob 

makina mühendisleri odası 

YENİLENEBİLİR 

ENERJİ KAYNAKLARI 

SEMPOZYUMU VE SERGİSİ İSİ 

BİLDİRİLER KİTABI 

Editör: 

Yrd. Doç. Dr. Şükrü SU 

MMO Yayın No: E / 2001 / 275 

EKİM 2001 - KAYSERİ

Yenilenebilir Enerji Kaynaklan Sempozyumu ve Sergisi 12-13 Ekim 2001 Kayseri 

tmmob 

makina mühendisleri odası 

Sümer Sokak No: 36 /1 - A Demirtepe, 06440 ANKARA 

Tel: (0 312) 231 31 59; 2313164; 23180 23; 23180 98 

Fax -.(0 312)2313165 

e-posta : mmo@mmo.org.tr 

web : http://www.mmo.org.tr 

MMO Yayın No : E / 2001 / 275 

ISBN : 975 - 395 - 465 - 4 

Bu yapıtın yayın hakkı Makina Mühendisleri Odası'na aittir. Kitabın hiçbir bölümü 

değiştirilemez. Makina Mühendisleri Odası'nınizni olmadan elektronik, mekanik vb. yollarla 

kopya edilemez ve çoğaltılamaz. Kaynak gösterilmek suretiyle alıntı yapılabilir. 

KAPAK TASARIMI 

DİZGİ 

BASKI 

Makina Mühendisleri Odası 

İlhan İNCETÜRKMEN - (0 352) 320 43 53 

İNCETÜRKMEN LTD.ŞTİ. - TMMOB MMO KAYSERİ ŞUBESİ 

NETFORM MATBAACILIK AŞ. - KAYSERİ

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergisi 12-13 Ekim 2001 Kayseri 

GÜNEŞİ İZLEYEN SİSTEMİN SABİT SİSTEME GÖRE KIYASLANMASI 

ÖZET 

F. Birsen Turgu ALAÇAKIR 

Balacakir@eie.gov.tr 

Bu çalışmada, EİE İdaresi Yeni Enerji 

Kaynaklan Araştırma Parkında kurulan güneşi 

izleme sistemi tanıtılmakta, güneşi izleyen 

yüzeye gelen enerji ile sabit bir eğime gelen 

enerji karşılaştırılmaktadır. 

ABSTRACT 

in this study; a solar tracker system installed at 

The Survey Park of New Energy Resources of 

EIE is presented. The comparision of the 

energy output of tracker system with a fixed 

one has been determined. 

GİRİŞ 

Güneşi izleyerek, gelen enerjiden maksimum 

faydalanmayı amaçlayan sistemler, dünyada 

çeşitli firmalarca üretilmektedir. Bunlardan 

başlıcaları; siemens, solarex, kyocera, hoxan, 

BP gibi firmalardır. Standart izleyici sistemlerin 

boyutları 2 ile 14 modüllü panel veya daha 

büyük boyutlarda panel oluşturulacak şekilde 

dizayn edilmektedir. Bu sistemler gelen 

enerjiden % 20' nin üzerinde faydalanım elde 

edilmesini sağlamaktadır. Bu tebliğde bir yıl 

içinde alınan ölçümlerde izleyici sistemlerden 

ne oranda fazla enerji üretildiği hesaplanmıştır. 

SİSTEMİN TANITIMI 

Sistem, bir ayak üzerine monte edilmiş tek 

eksen üzerinde dönerek, güneş saat açısını 

izleyen izleyici tabla, 2 adet Epley solarimetre 

ve Kipp & Zonnen integratörden oluşmaktadır. 

Güneşi izleyici sistem; güneş pilleri, 

solarimetre gibi aletlerin üzerine 

yerleştirildiği, iki ucunda içinde ısıya duyarlı 

sıvılaştırılmış özel bir gaz bulunan iki bölme, 

bu bölmeleri birleştiren ve sıvı akışını sağlayan 

bakır bir boru, iki uçta gölgeleyici Aliminyum 

plakalar ve toprağa monte etmek için bir 

ayaktan oluşmaktadır. Şekil l'de görüldüğü 


115 

Yusuf KORUCU 

Ykorucu@eie.gov.tr 

gibi, gün doğuşu sırasında izleyicinin yüzeyi 

batıya yöneliktir. Güneş doğudan yükselirken, 

izleyicinin batı tarafındaki gölgelenmemiş 

kısım direk ve yansıyan ışınlarla ısıtılır. Bu 

ısınma, bölmeler içinde sıkıştırılarak 

sıvılaştırılmış olan gazın buharlaşmasını sağlar. 

Oluşan buhar basıncı sıvılaştırılmış gazın karşı 

yöne yani gölgeli tarafa doğru aktarılmasına 

neden olur. Bu durumda ağırlık noktası kayan 

izleyici tabla, doğuya doğru hareket ederek, 

yüzünü doğuya döndürür. Sıvının hareketi, 

alüminyumdan yapılmış gölgeleyici plakalar ile 

kontrol edilir. İzleyici tablanın bir kolu diğer 

kolundan daha fazla güneşe maruz kalırsa, 

buhar basıncı nedeniyle sıvı, daha soğuk olan 

gölgeli tarafa doğru hareket eder. Kolların iki 

ucu da eşit bir şekilde gölgelenene kadar 

tablanın ağırlık noktası kayar ve böylece 

güneşi izlemiş olur (Şekil 2). İzleyici saatte 

yaklaşık 15 derece dönerek güneşi takip 

etmektedir. İzleyici tabla içindeki sıvı bir 

tarafından diğer tarafına doğru hareket ederken 

sürekli dengede kalır (Şekil 3). Şekil 4'de 

görüldüğü gibi izleyici sistem günlük çevrimini 

batıya doğru yönelerek tamamlar. Gece 

boyunca bu pozisyonda kalır. Ertesi gün güneş 

doğarken batıdaki yüzünü doğuya çevirir ve 

aynı hareketi tekrarlar. 

ALINAN ÖLÇÜMLER VE DEĞERLENDİRMELER 

Güneşi izleyen sistem, EİE Yenilenebilir Enerji 

Kaynaklan Araştırma Parkında 

konumlandınlmış ve solarimetrelerden biri, 

üzerine monte edilmiştir. Diğer solarimetre de 

sabit bir eğimde olan sehpa üzerine 

yerleştirilmiştir. Her iki solarimetre bir 

integratöre bağlanmıştır. İntegratör bir saat 

içinde gelen güneş ışnım değerlerini toplayarak 

saatlik enerji değerlerini hesaplamaya 

programlanmıştır. Ölçümler Temmuz 1999 

tarihinden Kasım 2000 tarihine kadar gün 

doğuşu ile gün batışı arasındaki süreç içinde 

sabit ve izleyici sistemlerden gelen veriler 

integratör hafızasında toplanmıştır.


A. 

\ X 

/fail 

Şekil 1 - Güneşin Doğuşu 

Şekil 3 - Öğleden Sonra 

Daha sonra bu veriler önce saatlik, sonra 

solarimetreler arasında bulunmuş olan 

kalibrasyon katsayısı ile düzeltilmiştir. 

Şekil 5 'de Temmuz ayından seçilen iki gün 

boyunca her iki solarimetreden alınan ölçümler 

değerlendirilmiştir. 23-24 Temmuz 1999 da 

yapılan birer günlük ölçüm sonuçları 

incelendiğinde, sabahın erken saatlerinde sabit 

sistem güneye yönelik, izleyici ise hala önceki 

akşamdan kaldığı konumda yani batıya yönelik 

pozisyondadır. Güneşe doğru yönelene kadar 

geçen süre içinde sabit sistemden alınan enerji 

değerleri izleyiciye göre daha fazladır. İzleyici 

güneşe doğru yöneldikten sonra izlemeye 

başlar. Öğlen saatlerinde her iki sistemin 

güneşe yönelimi eşitlenir. Güneş batıya 

kayarken, izleyici güneşi izlemeye devam eder, 

sabit sistem ise güneş ışınlarını güney batıdan 

eğik bir şekilde almaya devam eder. İzleyici 

sistem günün ilk yansında güneşi izlemekte 

geç kalırken, günün ikinci yarısında tam olarak 

izler. Az bulutlu ve açık günlerde izleyici 

sistem, güneşten gelen ışınları dik olarak 

algılayacak şekilde güneşi izlemeye devam 

eder. Şekil 6 ve 7'de Eylül ve Ekim aylarında 

açık günlerde alınan ölçümler 


116 

Şekil 2 - Öğleden Önce 

Şekil 4 - Güneşin Batışı 

t 

günlük bazda bilgisayar ortamına aktarılarak, 

değerlendirilmektedir. Bulutlu günlerde 

izleyici sistem, güneşi izlemekte güçlük çeker. 

Çoğu kez konumunu değiştiremez. Bu 

durumlarda sabit sistemin algıladığı enerji 

daha fazla olabilmektedir. Şekil 8'de Eylül 

ayında birbirini ardışık iki bulutlu günde 

izleyici ve sabit sistemin verilerinden 

görüldüğü gibi, izleyici sistem sabahın erken 

saatlerinde batıdaki yüzünü doğuya çevirdikten 

sonra güneşi izlemekte, öğlen saatinde hava 

bulutlandığından gelen enerjide bir düşme 

gözlenmekte, saat 14:00 civarında tekrar 

ortaya çıkan güneşi izlemeye devam ederken, 

sabit sistem güneş ışığını güney batıdan 

almaktadır. 14 Eylüldeki grafik incelendiğinde, 

önceki gün batıda kalan izleyici, hava çok 

bulutlu olduğundan yüzünü doğuya 

döndürmekte güçlük çeker ve güneşi 

izleyemez. Bu süre içinde sabit sistemin 

yüzeyinin daha fazla enerji aldığı görülür. 

SONUÇ 

Bu çalışmada, güneşi pasif olarak izleyen bir 

izleyici ile sabit bir sistemin aldıkları enerjiler 

karşılaştırılmıştır. İzleyici günün ilk yarısı 

-J.


yüzünü batıdan doğuya döndürmek için zaman 

kaybederek gecikmeli olarak güneşi izlemeye 

başlar. İkinci yarısı ise tam olarak izler. Açık 

bir gün için, bu izleme sırasında enerji 

kazanımı, enerji kazanım oranı: 

Enerji Kazanım Oranı=(E ideyici - E sabit )/E sabit 

şeklinde formülleştirilmiş ve %24 olarak 

bulunmuştur. Daha önce de bahsedildiği gibi, 

pasif sistem sabah güneşi yakalayıncaya kadar 

gecikmektedir. Sistem aktif bir sistem olup, 

sabah hareketine doğudan başlasaydı, % 24 

olan enerji kazanım oranı % 31 olabilecekti. 

Bir sene boyunca yapılan ölçümlerde, aylara 

T d) 

111 

1000,00 

800,00 

600,00 

400,00 

200,00 

0 00 


23 Temmuz 1999 

göre değişmekle birlikte ortalama olarak 

enerjiden %20'den fazla faydalanım olduğu 

görülmüştür. 

İzleyicinin maliyeti yaklaşık 3 güneş pili 

maliyetinde olup üzerinde iki güneş pili 

taşımaktadır. Bu sistem sabit duran 2.4 güneş 

pilinin ürettiği enerjiyi üretmektedir. Halbuki 

sistemin maliyetine eşdeğer yatırım ile 5 adet 

güneş pili alarak daha fazla enerji üretmek 

mümkün olmaktadır. Buradan da görüldüğü 

gibi takip edici sistemler ekonomik olmaktan 

uzak görünmektedir. Ancak bu iki güneş pili 

taşıyan bir sistem için geçerli olup sistem 

büyüdüğünde ekonomik olma şansına sahip olabilir. 

06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 19:00 

-J 

j 

I 

I 

! / 

! L1/ Af 

' I 

/ 

/ 

/ 

/ 

y 

i 

i 

1 

1 

Zaman (saat) 

24 Temmuz 1999 

,*' 

-^ 

\ 

! 

\ 

\ \ 

F 

L- 

ı 

1 

| 

•— izleyici 

•- sabil 

j 

i 

1 

v i 

\ i 

\ ! 

\ | 

\j \ 

v !\ 

06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 19.00 

Zaman (saat) 

Şekil 5: Temmuz Ayı İzleyici Ve Sabit Sistemin Davranışı 

117


22 Eylül 1999 

06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 

Zaman (saat) 

17 Eylül 1999 

06:00 07:00 CftOO 0900 10:00 11:00 1200 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 1ft00 

Zaman (saat) 

Şekil 6: Eylül Ayı Sabit Sistem ve İzleyici Davranışı 


118


900,0 

800,0 

700,0 

.E 600,0 

§. 500,0 

» 400,0 

ILI 

300,0 

200,0 

100,0 

0,0 

IUUU ' 

800 

İN 

,Ej600 

IAA) E 

1 

»400 

LU 

200 

0 

r1/ A 

J 

/ 

04 Ekim 1999 

\ 

-•-izle yicij 

-•-sab it i 

— 

\\ 

06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 

t 

I / 

4/ 

// 

t 

* 

A 

1 

/ 

Zaman (saat) 

06 Ekimi 999 

x 

\ \ 

\ \ 

\ \ 

J \ 

j H 

\ 

• izleyici 

-»-sabit 

\ 

: 

y 

4 iT"t" ** 

I 

i 

1 

i 

i 

j 

I 

] 

i \ 

\ 

\ \ 

\ \ 

• 

X. \ 

06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 

Zaman(saat) 

Şekil 7: Ekim Ayı Sabit Sistem ve İzleyici Davranışı 

Makina Mühendisleri Odası 119


800,00 

700,00 

100.00 


13 Eylül 1999 

06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 

Zaman (saat) 

14 Eylül 1999 

06:00 07:00 08:00 09:00 10:00 11:00 12:00 13:00 14:00 15:00 16:00 17:00 18:00 

Zaman (saat) 

Şekil 8: Bulutlu Günlerde Eylül Ayı Sabit Sistem ve İzleyici Davranışı 

120


ÖZET 

KURUTMADA KULLANILAN HAVA ISITMA KOLLEKTÖRLERİNİN 

DENEYSEL KARŞILAŞTIRILMASI 

Hikmet DOĞAN* Sezayi YILMAZ** 

*Gazi Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Makine Eğitimi Bölümü 06500 ANKARA 

••Karaelmas Üniversitesi Karabük Teknik Eğitim Fakültesi Enerji Eğitimi Bölümü KARABÜK 

Bu çalışmada, tarafımızdan tasarlanıp, yapılan 

dört ayrı tip hava ısıtma kollektörü (tabii 

dolaşımlı düz kollektör, tabii dolaşımlı boru 

ısıtmalı oval kollektör, kapalı sistem ısı borulu 

düz kollektör ve hava ön kurutmalı cebri sistem 

düz kollektör) aynı şartlarda denenerek 

verimleri ve kurumaya olan etkileri 

karşılaştınlmıştır. Kollektörlerin ısıtma 

yüzeyleri 0,5 m 2 olarak tasarlanmış ve hava 

debileri deney sırasında hava akış miktarına 

göre debi ölçerle (anamometre) tespit edilmiştir. 

Sözü edilen 45° kollektörlerin güneşten 

aldıkları ısıyı havaya aktarma miktarları, 

kollektör çıkış havası sıcaklığı ölçülerek 

bulunmuştur. Yapılan deneyler neticesinde ön 

kurutmalı kollektörün havasının daha çabuk 

ısındığı tespit edilmiştir. 

ABSTRAC 

in this study, four different type of airheating 

collectors have been designed and constructed. 

These have been tested and compared with each 

other for their efficiency and effects on drying 

capabilty. The heating surfaces of collectors 

have been designed as 0,5 m 2 , and the flow 

rates of the air have been measured by a 

flowmeter (anamometre). The heat transfered 

from these angled at 45°collectors has been 

calculated by measuring outlet temperature of 

the collector. 

The results showed that the air of drying 

collector is heated quicker. 

1. GİRİŞ 

Kainattaki en önemli ve en büyük enerji kaynağı 

şüphesiz güneştir. Özellikle son yıllarda 

fosil kökenli yakıtların çevreyi alabildiğine 

kirlettiklerinden, insanlık alemi en ucuz ve 

temiz olan güneş enerjisinden daha iyi ve daha 


121 

fazla faydalanmanın yollarını aramaktadırlar. 

Pratik hayatta güneş enerjisinden en yaygın 

olarak faydalanmanın yolu; güneş kollektörleri 

aracılığıyla olmaktadır. Kollektörlerle toplanan 

güneş enerjisinin miktarı; kollektörün 

konulduğu yere, yönüne, eğim açısına, günün 

ve yılın zamanlarına bağlıdır. Uygun şartlarda 

kollektör tarafından emilen güneş ışınımı en 

fazla 1000 W/m 2 kadardır. Bunun yaklaşık 750 

W/m 2 'si kullanılır ısı enerjisine 

dönüştürülebilmektedir [1,2]. Bunun için, 

değişik amaçlar için değişik güneş kollektörleri 

uygulama alanları bulmaktadır. Bu 

kollektörlerin başlıcalarını düzlem yüzeyli 

kollektörler [1,2,3,4], parabolik [4,5], parabolik 

odaklamalı kollektörler [4,6], parabolik ya da 

düzlem olup, güneş ışınını takip edecek şekilde 

tasarlanan kollektörler [6] ve kışın donmaya 

karşı uygulamaya konulan ısı borulu [7] ya da 

donmaya dayanıklı akışkanlı kollektörler 

oluştur-maktadır. 

Ayrıca; yoğunlaştırıcı güneş kollektörleri soğurucu 

ve yoğunlaştırıcı yüzey elemanları 

deney-sel olarak incelenmiş, soğurucu yüzey 

için siyah nikel soğuruculuğunun 0.9 ve 

yayıcılığının da 0.3 olduğu deneysel olarak 

belirlenmiştir [8]. Başka bir çalışmada da 

parabolik güneş yoğunlaş tıncısmın etkinliğini 

belirlemek için, pompalı ve doğrudan akışkanı 

ısıtan sistemle çalışan bir parabolik güneş 

kollektörünün tasarımı ve uygulaması 

yapılmıştır [9]. Parabolik kollektör-lerin 

denenmesinden sonra bir de güneş ışınlarını 

takip eden odaklamalı kollektörler denenerek 

verimin artırılması düşünülmüş ve bunda 

başarılı da olunmuştur [10]. 

Bu çalışmada dört ayrı tip ve özellikte güneş 

kollektörü ile havanın ısıtılması ve ısınan havanın 

da kurutmada kullanılması deneysel olarak 

karşılaştınlmıştır. Çalışmaya başlamadan önce, 

bu amaçla yapılmış tabii dolaşımlı kurutma sistemleri 

incelenmiş [11,12] ve bu bilgiler


Şekil 1. Ön hava kurutmalı kollektör 

ışığında bir tabii dolaşımlı düz saç kanal 

kollektör, bir oval borulu kollektör, bir cebri 

akımlı kapalı sistem düz ısı borulu kollektör ve 

bir de cebri akımlı hava ön kurutmalı kollektör 

tasarlanarak yapılmış, aynı şartlarda karşılıklı 

denenerek farkları gözlemlenmiştir. 

2. KOLLEKTÖRLERİN TASARIM VE 

UYGULAMASI 

Değişik özelliklere sahip, 0,5 m 2 

yüzey alanlı 

dört ayrı kollektör eğimleri 45° olmak üzere 

aşağıda özellikleri belirtildiği gibi tasarlanıp, 

imal edilerek, kurutma havası üzerindeki sıcaklık 

tespitleri yapılmıştır. 

2.1. Ön Hava Kurutmalı Kollektör 

Nem yönünden fakir (kuru) havanın daha 

çabuk ısınacağı düşünülerek Şekil 1. 'de 

görüldüğü gibi bir sistem düşünülmüştür. 

Dış havanın nemini çekebilmek için, hava 


122 

DIŞ HAVA GİRİŞİ 

ATIK HAVA 

kollektöre girmeden bir soğutma makinası 

düşünülerek, sistem havası önce soğutma 

makinasının buharlaştırıcısmdan (evaporatöründen) 

geçecek şekilde tasarlanmıştır. 

Buharlaştıncıdan geçerken soğuyacak olan 

havanın güneş enerjisi ile tekrar 

ısınabilmesi için de, şekilde görüldüğü gibi 

45° eğimli bir düz kanal kollektör 

tasarlanmıştır. Kollek-törden geçerek ısınan 

havanın kullanılabilmesi için de kanal 

çıkışına 50 x 50 x 50 cm ölçülerinde bir 

kurutma hücresi yapılmıştır. 

2.2. Kapalı Sistem Isı Borulu Güneş Kollektörii 

Bu çalışmada sistem yine kurutma amaçlı 

kollektör, soğutma makinası ile birlikte düşünülmüştür 

(Şekil 2.). Sistem dış havaya tamamen 

kapalıdır. Güneş kollektörii ısı borulu ola-


ISI BORULU 

GÜNEŞ KOLLEKTÖRÜ 

\ 

\ 

Şekil 2. Isı borulu güneş kollektörlü kapalı sistem 

rak tasarlanıp, ısı borulannın yoğuşturucu kısmı 

havanın geçtiği kanal içine yerleştirilerek, 

kollektör-den alınan ısının kanaldan geçen havaya 

aktanl-ması sağlanmıştır. Soğutma 

makinasının buhar-laştırıcısı, kanal içine 

yerleştirilmiştir. Kollektör-den • aldığı ısı ile 

sıcaklığı yükselen hava, kurutu-lacak 

materyalden buhar çekerek nem miktarı 

arttıktan sonra, buharlaştıncıdan geçerken 

sıcak-lığı düşüp, doygunluk sının altındaki 

nemi bırak-ması sağlanmıştır. Böylece her 

seferinde kollek-törde ısınırken bağıl nemi ve 

yoğunluğu düşen dolaşım havası, kurutulan 

malzemeden nem çeke-rek bağıl neminin ve 

yoğunluğunun artması sağlanmıştır. 

2.3. Tabii Dolaşımlı Düz Güneş Kollektörü 

Şekil 3. 'de görüldüğü gibi, yine hava ısıtmak 

için, atmosfere açık, tabii dolaşımlı düz güneş 

kollektörü düşünülmüştür. Bu kollektör 0.5 x 

1.0 x 0.05 m ölçülerinde tasarlanmış ve çıkışına 

da 0.5 x 0.5 x 0.5 m ölçülerinde bir kurutma 

hücresi bağlanmıştır. Isınan havanın yükseleceği 

gerçeğinden hareketle, hava tamamen 

tabii dolaşımlıdır. Isınan havanın yoğunluğu 

azalıp, yükseldikçe, yerini kollektörün altından 

giren, sıcaklığı daha düşük olan havanın alacağı 

düşünülmüş ve ısınan hava da kurutma hücresine 

verilerek, kurutma amaçlı olarak kullanılmıştır. 


ISI BORUSU 

KANATÇIKLARI /\ 

123 

ISI BORULU KANAL 

BUHARLASTIRICI 

KURUTMA HÜCRESİ 

DEVİR-DAİM 

2.4.Tabii Dolaşımlı Kanal Hava Isıtmalı Oval Kollektör 

Oval bir kollektör içinden kurutma havasının 

tabii olarak dolaşacağı 22 cm çapında bir kanal 

düşünülmüş ve bu kanalın dış hava giriş ağzı 

Şekil 4. 'de görüldüğü gibi, kollektörün alt kısmından 

dışarıya çıkarılmıştır. Kollektörün üstü 

koruyucu camla ve kanalın geçtiği alt ve üst duvarlar 

da başka malzemelerle izole edilerek, 

içeride ısınan havanın dışarıya akması 

engellenmiştir. İç yan duvarlar parlak 

alüminyum yansıtıcı kağıtla kaplanarak, 

üzerline düşen ışınımın kanala yansıtılması 

sağlanmıştır. Böylece kanal içinden geçen boru 

içindeki hava çevreden ısı alarak yükselirken, 

sıcaklığı daha düşük olan havanın alttan sisteme 

girmesi sağlanmıştır. 

Bu sistemde ısınan hava kurutma amaçlı olarak 

düşünüldüğü için, önceki sistemlerde olduğu 

gibi bir kurutma hücresi düşünülmüş ve ısınan 

hava bu hücrede kurutmada kullanılmıştır. 

Sistem tamamen tabii dolaşımlıdır. 

3. DENEYLER VE SONUÇLARI 

Deneyler temmuz ayı şartlarında yapılmıştır. 

Sistemler ayrı ayrı birbirilerini gölgeleme olmayacak 

şekilde güney yönünde 45° eğim yapacak 

şekilde yerleştirilmiştir. Deneylere yerel saatle 

9°° 'da başlanarak 18°° 'e kadar devam 

edilmiştir. Deney esnasında sisteme giren 

havanm (dış havanın) sıcaklığı, kollektörden 

çıkıp hücreye giren havanın sıcaklığı, sistemi 

terk eden havanın sıcaklığı ve kuruma hücresine


DIŞ HAVA GİRİŞ 

DIŞ HAVA GİRİŞ 

GÜNEŞ IŞINLARI 

GÜNEŞ IŞINLARI 

Şekil 3. Serbest dolaşımh düz kanal tipi güneş kollektörü 

Şekil 4. Kanal hava ısıtmalı oval kollektör 

Makina Mühendisleri Odası 124 

ATIK HAVA 

KURUTULAN 

KURUTMA HÜCRESİ


120 

o — « CN CO ro '^ - 

Zaman (Saat) 

Şekil 5. Deney sonuçlarının karşılaştırılması 

o 

 

o 

o co 

(35 

o 

o o 

o 

co 

o 

o 

"- 

o 

co 

o 


Zaman 

9 00 

930 

10°° 

ıo 30 

11°° 

İl 30 

12°° 

ı2 30 

13°° 

13 30 

14°° 

14 30 

15°° 

15 30 

16°° 

16 30 

17°° 

17 30 

18°° 

Ön Kurutmalı 

cebri dolaşım 

u> 

M 

3- ,3) 

=Ö3u 

^— oû 

< 

100 

100 

100 

98 

97 

94 

89 

83 

78 

73 

67 

62 

59 

57 

51 

45 

40 

37 

35 

Oval kollektör 

tabii dolaşım 

22" 

Cj 

5- >ö) 

: v> ı ) 

32 

33 

42 

42 

42 

43 

44 

46 

46 

48 

50 

43 

42 

43 

48 

47 

38 

37 

32 

'öû 

>oû 

< 

100 

100 

100 

98 

96 

93 

87 

84 

79 

74 

68 

65 

62 

59 

54 

51 

47 

45 

45 

Dış 

sıcaklığ 

u 

c 

•s 

Ü 

35 

37 

37 

39 

39 

40 

42 

42 

43 

45 

47 

40 

41 

42 

42 

42 

39 

37 

32 

hava 

öû 

İl )OÛ 

< 

100 

100 

100 

100 

Sistemler tamamen kurutma amaçlı yapılmıştır. 

Bu bakımdan kurutma etkinliği de dikkate 

alındığında Şekil 6. 'daki gibi bir durum ortaya 

çıkmaktadır. Kuruma eğrilerinden de 

anlaşılacağı üzere, "Ön Hava Kurutmalı 

Sistem" 'de diğerlerine göre; daha hızlı bir 

kurutma süreci elde edilmiştir. 

4. SONUÇ 

Yapılan hava ısıtma kollektörleri kurutma 

amaçlı yapıldıkları için, ön hava kurutmalı 

olarak tasarlanan kollektörde hava kollektör 

girişinde soğuk yüzeyden (evaporatörden) 

geçirilerek nemi alındığından, sistem havasının 

diğer kollektörlere göre daha çabuk ısmdığı 

görülmüştür. Dola-yısıyla, nem yönünden fakir 

ve sıcaklığı da yüksek olan hava, kurutma 

98 

96 

92 

88 

84 

78 

74 

67 

64 

57 

53 

50 

47 

45 

45


hücresinde ürünün nemini hızlı bir şekilde 

emerek (absorbe ederek), Şekil 6. 'dan da 

anlaşılacağı üzere daha hızlı kurumasını 

sağlamıştır. 

Kapalı sistem çalışan kollektörde hava 

sıcaklığının daha fazla yükselmeyişi ve kuruma 

işleminin de yavaş seyredişi dışardan olabilecek 

hava kaçaklarına bağlanmıştır. 

KAYNAKLAR 

1.ZIERHUT, H., "Gas-, Wasser und Sanitârtechnik" 

s. 284. Ernst Klett Verlag, 

Stuttgart, 1982. 

2.ZIERHUT, H., "Heizungs- und Lüftungstechnik" 

s. 212. Ernst Klett, Stuttgart, 1976 

3.SPRENGER, E., W. Hönmann "Heizunngs 

Und Klimatechnik", s. 463. R. Oldenbuourg 

Verlag , München, Wien, 1982. 

4.KILIÇ, A., A. Öztürk. "Güneş Enerjisi" 

Kipaş Dağıtımcılık, İstanbul, 1983. 

5.UYAREL, A., R. Yılmaz, H. Doğan, "Parabolik 

Kollektörlerin Deneysel İncelenmesi", 

G.Ü. Tek. Eğt. Fak. Dergisi, C.l. S. 4. 

ANKARA, 1988. 

6.USTA, H., "Güneş Enerjisi İle Çalışan 

Soğurmalı Soğutma Sistemlerinin Tasarımlarının 

Geliştirilmesi ve İmali" (Doktora 

Tezi), G.Ü. Fen Bil. Enstitüsü, ANKARA, 

1995. 

7.DOĞAN, H., "Isı Borulu Güneş Kollektörü 

İli Meyve Ve Sebze Kurutulmasında Önemli 

Parametrelerin Belirlenmesi", ), G.Ü. Fen 

Bil. Enstitüsü, ANKARA, 1995. 

8.ECEVİT, A., "Güneş Enerjisinde Yoğunlaştırıcı 

ve Toplaç" Türkiye Bilimsel Araştırma 

ve Teknik Araştırma Kurumu. TBAG. 586, 

ANKARA, 1985. 

9.KARADUMAN, A., "Parabolik Güneş 

Kollek-törü Sisteminin Tasarımı ve Yapımı" 

(Yüksek Lisans Tezi) ODTÜ, ANKARA, 

1989. 

10. PRAPAS, D. E., B. Norton, S. D. Probert, 

"Parabolic-Trough, Solar Energy Collectors, 

Possesing Small Concentration Ratios", 

Solar Energy, Technology Bedford MKL 

3OAL England. 


127 

ll.AKYURT, M., E. Sevilir, E. Söylemez, M. 

K. Selçuk, " Güneş Enerjisi ve Bazı 

Yakıtlarla Meyve ve Sebze Kurutulması" 

Ankara, 1976. 

12.AKYURT, M., İ. Özdağlar, "Köy Tipi 

Güneşli Kurutucu" Müh. Ve Makina, C. 6, s. 

188, Ankara, 1982.


BATARYALI ve DİREKT AKUPLELİ FOTO VOLT AİK POMPA 

SİSTEMLERİNİN ÇALIŞMA KARAKTERİSTİKLERİNİN TESPİTİ 

Bülent YEŞİLATA Z. Abidin FIRATOĞLU 

Harran Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü 

Tel:0414 3128456 (2350) e-mail:byesilata@harran.edu.tr e-mail: firatoglu@harran.cdu.tr 

ÖZET 

Bu çalışmada; biri bataryalı, konvansiyonel DC 

motor-pompa içeren, diğeri ise direkt akupleli 

Solar pompa (sürekli mıknatıslı fırçasız DC 

motor-pompa) içeren iki fotovoltaik destekli su 

pompasının çalışma noktalan ve verimleri 

araştırılmaktadır. Her iki sistemde kullanılan 

PV panel tipi ve sayısı, panel bağlantı 

konfigürasyonu, pompa tipi ve DC motor 

nominal gücü aynıdır. Temel amaç ilk yatırım 

masrafı yüksekliği ve sınırlı kapasitelerde 

kullanılma gibi dezavantajları bulunan SPK' ya 

verimlilik açısından alternatif teşkil edebilecek 

bir bataryalı pompa kombinasyonu 

oluşturmaktır. Elde edilen sonuçlar, batarya 

sabit voltaj çıkışının doğru optimizasyonu 

sonucunda motor çalışma noktalarının, panel 

maksimum güç noktalarına (MPP) 

yaklaştırılabileceği ve dolayısıyla SPK' ya 

nazaran daha yüksek çalışma verimleri elde 

edilebileceğini göstermektedir. 

ABSTRACT 

in this study, operating points and effıciencies 

of two different photovoltaic pumping systems 

are investigated. One is a battery-buffered 

system and has a conventional DC motor-pump 

combination. The other is a directly-coupled 

system with a solar pump (brushless-permanent 

magnet DC motor-pump combination). in both 

systems, type, number, and electrical 

connection of the PV modules, type of the 

pump, and nominal power of DC motor are ali 

identical. The main objective here is to design 

an effıcient battery-buffered system, which may 

become an alternative to solar pump system 

(SPK), vvhich is quite expensive and has limited 

application. We report here that if output 

voltage the battery system is correctly 

optimized, a battery-buffered system can 

operate with higher efficiency than that of a 

solar pump system. 

Makİna Mühendisleri Odası 

129 

1. GİRİŞ 

Fotovoltaik destekli su pompalan (PVDSP), su 

ihtiyacı ve güneş ışınım şiddeti arasında doğal 

bir ilişkinin bulunması sebebiyle gündeme 

gelmiş ve son yıllarda kullanımı yaygınlaşmış 

güneş enerjisi uygulaması olarak dikkat 

çekmektedir. Uzun yıllar bazında yapılan 

termoekonomik analizler PVDSP sistemlerin 

elektrik şebekesi kullanımına nazaran daha 

ekonomik ve güvenli olduğunu gösterdiğinden 

günümüzde bir çok gelişmiş ülkede 

kullanılmaktadır, [1]. Bu sistemlerin en basit 

kombinasyonu; pompa sürücüsü olan motorun 

panellere hiçbir ara düzenleyici olmadan direkt 

bağlandığı direkt akupleli sistemlerdir. Direkt 

akupleli sistemlere ek olarak, PV panel ve 

motor arasına bataryanın yerleştirildiği 

bataryalı ve panel sisteminin akım-volt (I-V) 

çıktılannı maksimum elektriksel güç teminine 

uygun olarak düzenleyen bir elektronik kontrol 

cihazının bulunduğu maksimum çalışma noktası 

îzleyicili (MPPT) gibi kombinasyonları da 

bulunmaktadır [2]. 

PVDSP uygulamalannda sistem bileşenlerinin 

dizaynı ve uzun dönem performans 

analizlerinin yapılmasında ciddi seviyede 

zorluklar söz konusudur [3]. Öncelikle; 

panellerin ışınım şiddetine bağlı olarak lineer 

olmayan tarzda değişen akım ve voltaj 

çıktı lannın belirlenmesi çalışma noktalarının 

tespiti için yeterli olmayıp, sistemde kullanılan 

motor-pompa ikilisinin yük dirençlerine ve 

diğer üretim parametrelerine bağlı yine lineer 

olmayan bir tarzda değişim gösteren (I-V) 

karakteristiklerinin birlikte değerlendirilmesi 

gerekliliğidir [4]. Aksi halde, PVDSP 

uygulamalannda kullanılacak herhangi bir 

konvansiyonel motorun panellere direkt 

bağlanması durumunda büyük verim düşmeleri 

ve motor ömründe kısalış gibi olumsuzluklarla 

karşı karşıya kalınması kaçınılmaz olmaktadır, 

[5].


Genelde PVDSP sistemlerde AC ve DC olmak 

üzere iki tip pompa sürücüsü (motor) kullanılır. 

AC motorlar; geliştirilmiş en uygun motor tipi 

olup, yapısının çok basit olmasından dolayı 

ucuz, dayanımı ve güvenilirliği yüksek sürücü 

tipidir [6]. Fakat bu sürücülerin, paneller 

tarafından üretilecek olan DC gücü, AC güce 

dönüştürecek bir invertere ihtiyaç duymaları 

PVDSP sistemlerinde kullanımlarını son derece 

sınırlamıştır. DC motorlar ise kompleks ve 

pahalı motorlar olup en yaygın dezavantajları, 

motorun çalışması esnasında periyodik bir akım 

sağlamak amacıyla, kayıcı fırça denen bir 

elemanın komütatör (çevirici) ile teması ve bu 

temasında motor ömrünü ve çalışma hızını 

sınırlamasıdır, [7]. Bu dezavantajlara rağmen, 

PVDSP sistemlerinde paneller tarafından 

üretilen gücün direkt kullanılabilirliği açısından 

DC motorların kullanımı son derece yaygındır. 

AC motorlarında kompleks bir inverterden ve 

konvansiyonel DC motorlarında ise fırça ve 

komütatörün temasından doğacak olumsuzluklardan 

kaçınmak amacıyla fırçasız ve 

sürekli mıknatıslanma ile tahrik edilen DC 

motorlar (brushless permanent magnet) 

geliştirilmiştir. Bu tip motorların en önemli 

dezavantajlarından biri, küçük kapasiteli 

sistemlerde kullanılabilecek boyutlarda dizayn 

edilebilmeleridir. Bu sürücülerin kullanıldığı 

motor-pompa ikilisi Solar Pompa 

Kombinasyonu (SPK) olarak bilinmekte ve 

günümüzde birçok uluslararası firma tarafından 

yüksek ücretle dünya piyasasına 

pazarlanmaktadır. Motor-pompa ikilisinin 

direkt akupleli olarak PV panellere bağlanması 

durumunda, SPK' nin çok düşük ışınım 

seviyelerinde bile su pompalayabilmesi bu 

sistemleri cazip kılmasına karşın, yüksek ilk 

yatırım maliyetleri ülkemiz gibi gelişmekte olan 

ve üretici olmayan ülkeleri daha uygun 

çözümler bulununcaya kadar PVDPS 

kullanımından uzak kılmaktadır.. 

Bu çalışmanın temel amaçlarından biri ilk 

yatırım masrafı yüksek SPK' ya verimlilik 

açısından alternatif teşkil edebilecek bir 

bataryalı pompa kombinasyonu (BPK) için 

farklı ışınım şiddeti seviyelerinde belirlenen 

panel maksimum güç noktalarına en yakın 

çalışma koşullarının tespitidir. Bu amaca uygun 


130 

olarak seçilen bataryalı bir pompa 

kombinasyonunun (BPK) panel maksimum güç 

noktalarına en yakın çalışma noktaları (I-V 

karakteristik eğrisi) ve bu noktalardaki verim 

değerleri araştırılmış ve bu değerler aynı 

kapasitede bir sürücüye sahip bir SPK ile 

kıyaslanmıştır. Elde edilen sonuçlar, batarya 

sabit voltaj çıkışının doğru optimizasyonu 

sonucunda motor çalışma noktalarının, panel 

maksimum güç noktalarına (MPP) 

yaklaştırılabileceği ve dolayısıyla SPK' ya 

nazaran daha yüksek çalışma verimleri elde 

edilebileceğini göstermektedir. 

2. YÖNTEM 

Teorik analiz ve modelleme için deneysel 

verileri literatürde mevcut [8] SCS 18-160 tipi 

Solar Jack pompa (DC motor ile kombine) ile 

aynı kapasiteye sahip konvansiyonel DC 

sürücülü bir pompa seçilmiştir. Pompaların her 

ikisi de hacimsel pompa sınıflandırmasına 

girmektedir. Dizayn safhasındaki nominal güç 

gereksiniminin eşitliğinden, her iki sistem için 

oluşturulacak panel sayısı ve bağlantı 

konfıgürasyonunun aynı olması gerekmektedir. 

PV panel olarak Tablo 1' de teknik özellikleri 

verilen ASE-50-ATF/1/ tipi panel seçilmiş ve 

SCS 18-160 tipi Solar Pompa deneysel verileri 

göz önüne alınarak gerekli minimum panel 

sayısı (14) ve optimum elektriksel bağlantı 

konfıgürasyonu (7seri*2paralel) belirlenmiş ve 

seçilen PV panel sistemi, her iki kombinasyona 

aynı şekilde uygulanmıştır. Bu şartlarda seçilen 

BPK ve SPK' ya ait blok diyagramları Şekil 1' 

de gösterilmiştir. 

Tablo 1. Seçilen ASE-50- ATF/17 tipi PV panelin 

Standart test koşularındaki teknik verileri. 

Güç 

Max noktadaki gerilim 

Max noktadaki akım 

Kısa devre akımı 

Açık devre gerilimi 

Panel yüzey alanı 

P (Wat) 

V max (V) 

lmaxc (.A) 

IL(A) 

V 0C(V) 

A (m 2 

) 

50 

17 

2.9 

20 

3.2 

0.44 

Söz konusu sistemlerin analizinde kullanılan 

denklem ve modeller bir sonraki bölümde 

detaylı olarak açıklanmakta olup çalışma 

noktalarının belirlenmesinde çevre sıcaklığı


olarak, nominal oda sıcaklığı olan 298 K değeri 

kullanılmıştır. Çevre sıcaklığındaki değişimin 

sistem performansı üzerindeki etkisini 

belirlemek için yapılan analizlerin sonucu 

ayrıca rapor edilmiştir. Analizler sırasında 

analitik olarak çözülemeyen tüm denklemler 

için Newton-Rapson nümerik çözüm yöntemi 

ve Fortran programlama dili kullanılmıştır. 

7S*2P Panel 

Kombinasyonu 

jr 

Batarya 

Motor 

Pompa 

(a) (b) 

7S*2P Panel 

Kombinasyonu 

İL 

Motor 

A. 

Pompa 

Şekil 1. Simülasyonlar için seçilen BPK (a) ve 

SPK (b) kombinasyonlarının ana elemanlarını 

gösteren akış şeması. 

3. TEORİK ANALİZ VE SONUÇLAR 

3.1. PV Panel Akım-Gerilim (I-V) 

Karakteristiklerinin Tespiti 

Fotovoltaik paneller lineer olmayan güç 

kaynaklarıdır. Bundan dolayı PV destekli bir 

sistem, dizayn aşamasındayken sistemin uzun 

süreli performans tespitinin yapılabilmesi için 

radyasyon yoğunluğuna ve çevre sıcaklığına 

bağlı değişen panel karakteristiklerini ifade 

edebilecek matematiksel modellere ihtiyaç 

duyulur. Sistemin dizayn edilebilmesi için 

modelin panel çıktı akım ve voltajı arasındaki 

ilişkiyi ifade edebilmesi yanında modelin 

kullanımı için gerekli panel ve model 

parametrelerinin kataloglardan elde 

edilebilmesi gerekir. Literatürde hücrenin 

fiziksel analizinden yararlanılarak türetilmiş bir 

çok model bulunmaktadır. Bu modellerden en 

yaygını Towsend (1989), Eckstein (1990) ve 

Al-İbrahim tarafından önerilen aşağıdaki 

denklemdir [9]. 

V = A*[ln( 


Io +1)]-/ *R s (D 

131 

Denklemde yer alan parametreler sırasıyla L: 

kısa devre akımı, Io: karanlık akım, A: sıcaklık 

katsayısı ve R*: seri direnç kavramlarını ifade 

etmekte olup, bu dört parametre sıcaklığın ve 

ışınım şiddetinin birer kompleks 

fonksiyonudurlar. Modeldeki dört parametre, 

standart şartlarda (1000 W/m 2 ve 25° panel 

sıcaklığı) ölçülen akım ve voltaj verilerinden 

yararlanmak suretiyle elde edilebilmektedir. 

Bu modelde solar radyasyonla orantılı, olarak 

akımda lineer, gerilimde ise logaritmik bir artış 

gözlenir [10]. Ayrıca panel sisteminde, panel 

sayısı ile sistem akım-gerilim çıktısı arasında da 

direkt bir orantı mevcuttur. Kombinasyondaki 

seri bağlı panel sayısındaki artış gerilimin, 

paralel bağlı panel sayısındaki artış ise akımın 

katlanarak artmasına neden olur. 

Simülasyonlar için seçilmiş panel 

kombinasyonunun Denklem (l)'den 

yararlanılarak tespit edilen I-V karakteristik 

eğrileri ve Newton-Rapson nümerik çözüm 

yöntemiyle saptanan maksimum çalışma 

noktaları (MPP) Şekil 2'deki diyagramda 

gösterilmiştir. 

1000 W/m 2 

800 W/m 2 

600 W/m 2 

400 W/m 2 

200 W/m 2 

MPP 

O 20 40 60 80 100 120 

V (V) 

Şekil 2. Seçilen panel kombinasyonunun I-V 

karakteristikleri ve maksimum çalışma noktalan 

(MPP). 

3.2. Bataryalı Pompa Kombinasyonun (BPK) 

Çalışma Noktalarının Tespiti 

Konvansiyonel DC motor-pompa sistemlerinin 

PV panellere direkt bağlanmaları durumunda 

değişken I-V girişinden dolayı çalışma 

verimleri ve ömürleri çok düşük sevilerde 

kalabilmektedir. Bu tür sistemlerde gerilimin


değişkenliğinden doğacak olumsuzlukları 

minimize etmek amacıyla batarya kullanılması 

uygun bir çözüm olarak gözükmektedir. 

Batarya, sistemin sabite yakın bir gerilimde 

çalışmasını temin ettiği gibi, sistemin panel 

maksimum çalışma noktalarına yakın 

noktalarda çalışmasını da temin edebilir. 

Bataryanın güneş ışınımın yetersiz olduğu 

anlarda enerji temini için de kullanımı söz 

konusu olup, bataryanın aşın şarj ya da tam 

boşalmasını önlemek için bataryalara bağlı bir 

şarj düzenleyicisi ayrıca kullanılmalıdır [11]. 

Seçilen BPK için MPP noktalarına en yakın 

çalışabildiği gerilim değerinin tespiti ciddi 

seviyede analiz ve optimizasyonu 

gerektirmektedir. Bu çalışmada optimum 

gerilim değerinin tespitinde deneme-yanılma 

yöntemi kullanıldı. 70V - 120V aralığında 5V 

artışla tespit edilen çalışma noktalan ile MPP 

değerleri karşılaştırılarak, optimum değer olan 

100 volt gerilim değeri belirlendi. Batarya çıkış 

gerilimini temsil eden bu değerin kayıpsız 

olarak direkt DC motora aktanldığı kabulünden 

hareketle, BPK'nin seçilmiş olan panel 

kombinasyonunun I-V karakteristikleri 

üzerindeki çalışma noktaları bilgisayar 

simülasyonu yardımıyla tespit edildi. Tespit 

edilen çalışma noktalan Şekil 3'deki 

diyagramda gösterilmektedir. Bu çalışma 

noktalannda verim ise panel kombinasyonunun 

r)-V karakteristikleri üzerinde Şekil 4'deki 

diyagramda gösterilmiştir. Şekil 4'deki 

diyagramdan ışınım seviyesine bağlı olarak 

değişen sistem verimi ve maksimum sistem 

veriminden sapma seviyesi gözlenebilir. BPK 

için tespit edilen bu çalışma noktaları ve bu 

noktalarda panel verim değerlerinin, panel MPP 

değerleri ile kıyaslaması Tablo 2'de verilmiştir. 

Tablo 2. BPK sisteminde panel yüzeyine gelen ışınım 

seviyesine bağlı olarak değişen çalışma noktalan (V ç ,Iç) 

ve bu noktalardaki panel verimi (r| ç) değerlerinin panel 

MPP değerlerine oranı. 

W/m A 

1000 

800 

600 

400 

200 

2 

V ç/ V m pp 

0.93076 

0.94907 

0.97414 

1.01159 

1.08558 


Aç ' A mpp 

1.05104 

1.04032 

1.02263 

0.98774 

0.87787 

0.97825 

0.98778 

0.99665 

0.99932 

0.95419 

132 

7 

1000 W/ 2 

BPK 

800 W/m 2 

600 W/m 2 

400 W/m 2 

200 W/m 2 

6 

K^ MPP 

< 

5 

4 

3 

2 

1 

İ l 1 

/ 

l i 

° 20 40 60 

V(V) 

80 100 120 

Şekil 3. Seçilen panel kombinasyonunun I-V 

karakteristik eğrileri üzerinde BPK çalışma noktaları 

ve MPP değerleri. 

Şekil 4. Seçilen panel kombinasyonunun r)-V karakteristik 

eğrileri üzerinde BPK ve MPP çalışma verimleri. 

3.3. Solar Pompa Kombinasyonunun (SPK) 

Çalışma Noktalarının Tespiti 

SCS 18-160 tipi Solar Jack pompasının 275 kpa 

basınç çıktısında deneysel verileri Tablo 3'de 

verilmiştir [11]. Bu verilerden yararlanarak 

seçilen SPK sisteminin akım ve gerilim 

değerleri arasında ilişkiyi veren 

V = 0.5061 2 

+13.3091 + 34.674 (2) 

denklemi elde edilmiştir. Denklem (2) 

kullanılarak göz önüne alınan SPK için 

belirlenmiş çalışma noktalan ve panel MPP 

değerleri Şekil 5'de gösterilmiştir. Çalışma 

noktalarında elde edilen verim değerleri ise 

panel kombinasyonunun r|-V karakteristikleri 

üzerinde Şekil 6'daki diyagramda


gösterilmiştir. SPK için tespit edilen çalışma 

noktaları ve bu noktalarda panel verim 

değerlerinin panel MPP değerleri ile 

kıyaslaması Tablo 4'de verilmiştir. 

Tablo 3. SCS 18-160 tipi Solar Jack pompasının 275 

kpa basınç çıktısındaki deneysel verileri. 

7 

6 

5 


0.8 

0.7 

0.6 

0.5 

İ. 0.4 

O 

0.3 

0.2 

0.1 

BKP(Q-H) 

SPK(Q-H) 

BPK(CN) 

SPK(CN) 

0 

200 250 275 300 350 

H(kpa) 

Şekil 7. Seçilen BPK ve SPK sistemlerinin Q-H 

karakteristikleri ve 275 kpa pompa çıkış yükünde 

çalışma noktalan. 

3.5. Çevre Sıcaklığının Çalışma Verimi 

Üzerindeki Etkisinin BPK ve SPK için Tespiti 

PV panellerin I-V karakteristikleri temelde 

ışınım şiddeti ve panel sıcaklığı olmak üzere iki 

bağımsız değişken içerirler. Karakteristikler 

üzerinde ışınım şiddeti kadar etkisi bulunmayan 

panel sıcaklığı da çevre sıcaklığının birer 

fonksiyonudur. Bundan dolayı çevre 

sıcaklığındaki herhangi bir değişim panellerin J- 

V karakteristiklerini de değiştirecektir. Panel 

karakteristiklerinin değişmesi ise sistemin 

çalışma noktalarının ve dolayısıyla çalışma 

veriminin değişmesine yol açmaktadır. Göz 

önüne alınan BPK ve SPK için çevre 

sıcaklığındaki değişimin, ışınım şiddetinin bir 

fonksiyonu olarak ta değişen çalışma verimi 

üzerine etkisi tespit edilerek, elde edilen 

sonuçlar seçilmiş bazı ışınım şiddeti değerleri 

için Şekil 8'de gösterilmektedir. 

4. TARTIŞMA VE ÖNERİLER 

Bu çalışmada biri bataryalı, konvansiyonel DC 

motor-pompa içeren (BPK), diğeri ise direkt 

akupleli Solar pompa (sürekli mıknatıslı fırçasız 

DC motor-pompa) içeren (SPK) iki PVDSP 


134 

sisteminin çalışma noktaları ve çalışma 

verimleri araştırılmıştır. Her iki sistemde 

kullanılan PV panel sayısı, panel bağlantı 

konfigürasyonu, pompa tipi ve DC motor 

nominal gücü aynıdır. Temel amaç ilk yatırım 

masrafı yüksekliği ve sınırlı kapasitelerde 

kullanılma gibi dezavantajları bulunan SPK' ya 

verimlilik açısından alternatif teşkil edebilecek 

bir bataryalı pompa kombinasyonu 

oluşturmaktır. Bu amaca ulaşmak için, seçilen 

panel konfigürasyonundan elde edilebilecek 

maksimum gücü temsil eden noktalara en yakın 

çalışma noktalarını veren optimum batarya 

voltaj çıkış değeri belirlenmiştir. Her iki 

kombinasyon için, DC motorun akım-gerilim, 

pompanın debi-yük eğrileri ve sistemin farklı 

ışınım şiddeti değerlerinde verim değerleri 

tespit edilerek kıyaslanmıştır. 

10 : 

9 • 

8 - 

7 • 

6 - 

5 - 

400 

X 

W/m 2 

v 200 W/m 

\ 

\ 

\ 

200 W/m 2 

BPK 

cpı/ 

280 290 300 

T(K) 

800 W/m 2 

400 W/m 2 

\ 

\ \ \ \ \ \ 

\ 

310 

Şekil 8. Seçilen BPK ve SPK sistemlerinde sistemlerin 

çalışma verimlerini çevre sıcaklığına bağlı değişimi. 

Seçilen BPK ile SPK arasında net bir kıyaslama 

yapabilmek amacıyla, her iki kombinasyon için 

tespit edilen ve performansın direkt olarak 

yorumlanabileceği debilerinin oranı-ışınım 

şiddeti ilişkisi Şekil 9' da gösterilmektedir. 

Batarya voltaj çıkış değeri üzerinde yapılan 

doğru optimizasyon sonucunda, tüm ışınım 

şiddeti değerlerinde BPK lehine bir fark 

oluşmaktadır. Bu fark özellikle düşük ışınım 

seviyelerinde daha fazla olup, ışınım seviyesi


yükseldikçe azalmaktadır. Seçilen 

kombinasyonlarının böylesine bir performans 

trendi izlemesinin sebebi seçilen 

kombinasyonların çalışma noktalarını ve bu 

çalışma noktalarındaki çalışma verimlerini 

gösteren Şekil 3, Şekil 4, Şekil 5 ve Şekil 

6'daki diyagramlardan kolayca anlaşılabilir. Bu 

diyagramlarda görüleceği gibi düşük ışınım 

seviyelerinde SPK için çalışma noktaları, MPP 

değerlerinden BPK' ya nazaran daha uzakta 

bulunmaktadır. Işınım seviyesi yükseldikse 

SPK aleyhine olan bu fark azalmakta ve 

yaklaşık olarak 800 W/m 2 ışınım seviyesinde 

minimum olmaktadır. 

Çevre sıcaklığının seçilen kombinas- yonların 

performansı üzerine etkisini gösteren Şekil 8' 

deki diyagramlarda SPK lehine dikkat çekici bir 

trend söz konusudur. Çevre sıcaklığının artışı, 

BPK performansında özellikle düşük ışınım 

şiddetlerinde ciddi seviyede düşüşe sebebiyet 

vermektedir. Özellikle PVDPS için üretilen 

Solar Pompanın, sıcaklık artışıyla ortaya çıkan 

panel verimindeki azalmadan minimum 

miktarlarda etkilenmesi SPK önemli bir avantaj 

olarak değerlendirilebilir. Ancak ışınım şiddeti 

ve çevre sıcaklığı arasındaki mevcut doğal 

ilişkiden dolayı; çok düşük ışınım şiddeti ve 

yüksek çevre sıcaklığı koşullarının pratik olarak 

gözlenmesi pek olası olmadığından, BPK için 

bu durum çok önemli bir dezavantaj olmaktan 

çıkmaktadır. 

Bu çalışmada göz önüne alman 

kombinasyonlar için çıkarılan sonuçların 

genelleştirilmesi; sunulan analizlerin çok daha 

kapsamlı DC motor-pompa ve Solar pompa 

deneysel dataları ile yapılması ile mümkün 

olabilecektir. Ayrıca, bu çalışma kapsamına 

dahil edilmeyen çalışma ömrü bazındaki 

maliyet analizinin her iki kombinasyon için de 

yapılması sistem seçimine karar vermede 

önemli bir adım olacaktır. 

Yapılan incelemeler sonucu iki kombinasyon 

arasındaki performans farkının az olması 

özelliklede orta ve yüksek ışınım şiddetine 

sahip bölgelerde sistem seçiminde 

kullandırabilirlik parametresinin seçim 

parametreleri içindeki payını ihmal edilebilecek 

düzeylerde olduğu görülmüştür. Böylesine bir 

sonuç büyük bir kısmı yüksek ışınım 


135 

seviyelerine sahip bölgelerden meydana gelen 

bir coğrafyada yer alan ülkemiz açısından 

düşünül ürürse, yapılacak seçimde sitemlerin 

performans parametreleri tamamen ihmal 

edilebilir. 

200 400 600 800 1000 

I (W / m 2 ) 

Şekil 9. Seçilen SPK ve BPK sistemlerin 275 kpa yük 

çıktısında paneller yüzeyine gelen ışınım şiddetine bağlı 

çıktı debisindeki değişim 

SİMGELER 

PVDSP : Fotovoltaik destekli su pompası 

SPK : Solar pompa kombinasyonu 

BPK : Bataryalı pompa kombinasyonu 

MPPT : Maksimum power point traker 

MPP : Maksimum power point 

(Maksimum çalışma noktası)


KAYNAKLAR 

[1] Yeşilata, B., Aktacir, M.A., " Fotovoltaik 

Güç Sistemli Su Pompalarının Dizayn 

Esasların Araştırılması", Mühendis ve 

Makine, cilt 42, sayı 493, sy 29-34, 2001. 

[2] Duffıe, J., Beckman, W.A., Solar 

Engineering of Thermal Processes, 

edn., Wiley Interscience,, 1991. 

nd 

[3] Al-Karaghoulı, A., Al-Sabounchı, A. M., 

"A PV Pumping System", Applied 

Energy, Vol.65, pp. 145-151,2000. 

[4] Metwally, H. M. B., Anis, W. R., " 

Dynamic Performance of Directly Coupled 

Photovoltaic Water Pumping System 

Using D.C. Shunt Motor", Energy 

Convers. Mgmt Vol. 37, No. 9, pp. 1407- 

1416, 1996. 

[5] Metvvally, H. M. B., Anis, W. R., 

"Performance Analysıs of PV Pumping 

Systems Using Svvitched Reluctance Motor 

Drivers", Solar Energy Vol. 56, No2, pp. 

161-168, 1996. 

[6] Zaki A. M., Eskander M. N., " Matching 

of Photovoltaic Motor-Pump Systems for 

Maximum ", Efficiency Operation", 

Renewable Energ, Vol. 7, pp. 279-288, 

1996. 

Makİna Mühendisleri Odası 

136 

[7] Langrıdge, D., Lawrance, W., Wichert, B., 

"Development of a Photo-Voltaic Pumping 

Systems Using a Brushless D.C. Motor and 

Helical Rotor Pump", Solar Energy Vol. 

56,No.2pp. 151-160,1996. 

[8] Kou, Q., "A Method for Estimation the 

Long-Term Performance of Photovoltaic 

Pumping System.", Master Thesis, The 

University of Wisconsion-Madison, Solar 

Energy Laboratury, 1996. 

[9] Kou, Q., Klein, A., Beckman, W., " A 

Method for Estımatıng the Long-Term 

Performance of Dırect- Coupled PV 

Pumping Systems", Solar Enery, Vol. 64, 

pp.33-40, 1998. 

[10] Fıratoğlu, Z. A., Yeşilata, B., 

"Maksimum Güç Noktası İzleyicili 

Fotovoltaik Sistemlerin Optimum Dizayn 

ve Çalışma Koşullarının Araştırılması", 

6-Türk-Alman Enerji Sempozyumu 

Bildiriler Kitabı, Basımda, 20-23 

Temmuz 2001. 

[11] Al-Shaban S., Mohmoud A., " Self- 

Control in Storage Unit of PV Plants", 

Applied Energy, Vol. 65, pp. 85-90, 

2000.


ÖZET 

RÜZGAR TÜRBİNLERİNDE KONTROL VE 

GÜVENLİK SİSTEMLERİ 

İrfan GÜNEY, Selçuk NOĞAY, Sezai TAŞKIN 

Marmara Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Elektrik Eğitimi Bölümü 81040 Göztepe - İstanbul 

iguney@marun.edu.tr snogay@marun.edu.tr sezai.taskin@marun.edu.tr 

Rüzgar türbinlerinde kontrol ve güvenlik 

sistemleri; rüzgar türbinini oluşabilecek 

tehlikeli durumlardan koruyan ve kapsamlı bir 

sistemin elemanlarını içeren bir çok farklı 

bileşenden meydana gelmektedir. Güveninirlik 

konusundaki genel amaç, en az donanım ve 

devre ile koruma düzenlerinin oluşturulmasıdır. 

Kontrol sistemlerinde algılayıcılar ve diğer aktif 

bileşenler yüksek kalitede olmalı ve sayıları 

mümkün olduğunca sınırlı tutulmalıdır. Bu 

çalışmada, rüzgar türbinlerinde kontrol ve 

güvenlik sistemlerinin bileşenleri tanıtılmakta, 

rüzgar türbinlerinin normal çalışmasını denetim 

altında tutmak için gerek duyulan kontrol 

sistemleri, ölçümler ve testler araştırılmaktadır. 

Ayrıca 600 kW'lık bir rüzgar türbini temel 

alınarak kontrolsüz aşırı hızlanma 

durumlanndaki güç ve ivmelenme eğrileri 

incelenmektedir. 

Anahtar kelimeler : kontrol, güvenlik, 

güvenilirlik, güç kontrolü, kontrolsüz aşırı 

hızlanma. 

ABSRACT 

Control and safety systems at the wind turbines 

comprise many different components, 

preventing possible dangerous situations from 

arising and including part of a comprehensive 

system. The high demands on reliability require 

systems are simple enough to be robust but at 

the same time give the possibility for necessary 

supervision. The number of sensors and other 

active components need to be limited as for as 

possible, hovvever the necessary components 

must be of the highest possible quality. in this 

study, components of control and safety 

systems at the wind turbines has been 

introduced. Control systems, measurements and 

tests required to supervise normal operation of 

wind turbines are investigated. Also by based 

on a 600 kW wind türbine, power and rotational 


137 

acceleration curves during run-away situations 

has been examined. 

Key words: Control, safety, reliability, powercontrol, 

run-away. 

1. GİRİŞ 

Rüzgar Türbini (RT) bileşenlerinin son 20 yılda 

dizayn edildiğini göz önünde 

bulundurduğumuzda, fırtınalı hava şartları da 

dahil olmak üzere 120.000 çalıştırma saatinden 

daha fazla dayanma gücüne sahip olduklarını 

görmekteyiz. Sıradan bir otomobil motorunun 

yaklaşık 5000 çalıştırma saati ömrü vardır. 

RT'lerinin bu kadar uzun süre dayanabilmeleri 

için ve güvenli çalışmayı sağlayabilmeleri için 

kontrol ve güvenlik sistemlerine ihtiyaç 

duyulur.[l] 

Rüzgardaki gücün artışı çok hızlı olduğundan, 

bütün RT'leri yüksek hızlardaki güç 

toplamalarını önleyecek düzenlemeler ile 

donatılırlar. Yüksek hız koşullarında güç 

kontrolü için belli başlı üç yöntem vardır: 

1. Aerodinamik verimin değiştirilmesi 

a) Kanat açısını değiştirmek veya kanatları 

döndürmek 

b) Sabit devirde çalışmak 

c) Kaldırma etkilerini azaltıp sürükleme 

etkilerini çoğaltmak 

2. Kanatların rüzgar ile etkileşim içinde 

olduğu alanı küçültmek 

a) Rotoru hakim rüzgar yönünden çevirmek 

b) Rotor geometrisini değiştirmek. 

3- Frenleme 

a) Mekanik, hidrolik 

b) Hava freni 

c) Elektrik (direnç, manyetik) 

Bu yöntemler tek tek ya da yüksek hız kontrolü 

ve yük denetim kaybı durumlarında kombine 

olarak bir arada kullanılabilirler.[2]


Kontrol ve güvenlik sistemleri değişik tipteki 

rüzgar türbinlerine göre farklılıklar 

göstermektedir. Bu çalışmada kontrol ve 

güvenlik sistemlerini oluşturan bileşenler 

tanıtılmakta ve bu kontrol sisteminin kurulduğu 

600 kW'lık bir RT'nin güç ve ivmelenme 

eğrilerini de içeren bir araştırma yapılmıştır. 

2. PROBLEMİN BELİRLENMESİ 

RT'lerinde kontrol ve güvenlik sistemlerinin 

kurulabilmesi için öncelikle çözülmesi istenen 

problemlerin belirlenmesi gerekmektedir. Genel 

olarak iki tane önemli problem vardır. İlk 

problem tüm kontrol ve güvenlik sistemleri için 

geçerlidir. Rüzgar türbinlerinin devamlı olarak 

kendi kendini kontrol edebilecek mekanizması 

yoktur. Kontrol sistemi RT'nin çalışma 

şartlarında olup olmamasına göre iki 

fonksiyonlu olarak kurulmalıdır. Endüstrinin bir 

çok alanında iç kontrol sistemlerine rastlamak 

mümkündür. Örneğin ; güç istasyonlarında 

sistem devamlı olarak merkez kontrol 

odasından kontrol edilir. Beklenmedik bir 

durum meydana geldiğinde hızlı ara kontrol 

sistemi hemen etkisini göstermektedir. 

RT'lerinin kendi kendini kontrol edebilecek 

mekanizmaya sahip olmasının yanında, hataları 

kayıt edebilme ve kayıtlı bilgileri tekrar ele 

alarak, olabilecek sorunlara mümkün 

olduğunca tam bir şekilde cevap verebilme 

yeteneğine sahip olması gerekir. Güveninirlik 

konusunda genel istek en az donanım ve devre 

ile koruma düzenlerinin oluşturulmasıdır. 

Algılayıcı ve diğer aktif bileşenlerin sayısı 

mümkün olduğunca sınırlı tutulmalı ve gerekli 

bileşenler mümkün olan en yüksek kalitede 

olmalıdır.[3] 

Diğer problem ise güvenlik sistemleri ile 

ilgilidir. Rüzgar türbini eğer kontrol edilmezse 

yüksek rüzgar periyotları esnasında 

kendiliğinden aşırı hızlanacaktır. Ya da normal 

hızının çok üstüne çıkacaktır. Planlı bir kontrol 

sistemi olmadığı sürece durdurulabilmesi 

imkansız hale gelebilir. RT'nin aşırı hızlandığı 

durumlarda ürettiği güç, üretmesini istediğimiz 

nominal gücünden çok daha fazla olabilir. 

RT'ninin rotor devir hızı bu yüzden 

sınırlandırılır ve RT şebeke bağlantılı jeneratör 

tarafından nominal gücünde işletilir. RT normal 

çalışma şartlarındayken, eğer şebeke bağlantısı 


138 

herhangi bir arızayla kesilirse RT ani bir şekilde 

ivmelenmeye başlayacaktır. Bu anda RT 

kontrolsüz aşırı hızlanma şartlarındadır.[l] 

eo 

i» 

— 6* - 

(0 

O) 

10 

i n 

10 

Q o< 

.._ 

1 

- 

- 

—T- J / 

— YY 

Kontrolsuz aşırı hızlanma zamanı(s) 

Şekil 1. Farklı rotasyonel hızlardaki güç eğrileri [3 ] 

Aşağıdaki şekilde RT'ninin kontrolsüz aşırı 

hızlanma durumları gösterilmektedir. İlk grafik 

600 kW'lık bir RT için rotasyonel kanat hızının 

bir fonksiyonu olarak güç eğrisini 

göstermektedir. Alttaki eğri ise, jeneratör 

tarafından denetlenen 27 rpm'lik rotasyonel 

kanat hızındaki güç eğrisini göstermektedir. 

Diğer üç eğri de 30, 40 ve 60 rpm'deki güç 

üretim eğrilerini göstermektedir. Bu RT 20 m/s 

'lik rüzgar hızında , 600 kW'ın çok az altında 

normal bir üretim yapacaktır. Eğer sadece % 

10 iuk bir ivmelenmeye izin verilirse bu 

Güç 

(kW) 

«OD 

W1MI 

4! 

2DO0 

10» 

Û 

1 

J 

\ 

in ıs 

Rüzgar hızı (m/s) 

J 

***** 

•••İH 

•••+•• 

Şekil 2. Kontrolsüz aşırı hızlanma esnasında 

rotasyonel ivmelenme [3] 

JO ipli, 

'21 rom


durumda güç üretimi, 30 rpm rüzgar hızında 

yaklaşık 1000 kW'a ulaşabilecektir. 40 rpm 

rotasyonel kanat hızında güç 2000 kW 'a ve 60 

rpm hızında da 3300 kW'a ulaşır. 25 m/s rüzgar 

hızında , kanatlar 60 rpm de dönmeye 

dayanırsa, güç üretimi 5400 kw gibi yüksek bir 

değere ulaşmış olur.[3] 

İkinci grafik kontrolsüz aşırı hızlanma 

durumundaki RT'nin, rotasyonel kanat hızının 

hızlı bir şekilde ivmelendiğini göstermektedir. 

Bir metreden sonra 0.6 saniyedeki rotor hızı 30 

rpm'ye ivmelenir ve 2.5 saniyeden sonra 

kanatlar 40 rpm'ye ulaşır. Bu durumdaki çıkış 

gücü 2000 kW 'tır. Gücü bu seviyede tutan bir 

frenleme sistemi mümkün değildir. Bu yüzden 

güvenlik sisteminin kontrolsüz aşırı hızlanma 

durumlarına çok hızlı cevap verebilmesi çok 

önemlidir. Kontrolsüz aşırı hızlanma 

durumlarına kesin çözüm iki şekilde olabilir. 

Birincisi, rotasyonel kanat hızının ivmelenerek 

güç üretiminde aşırı bir artmanın sağlandığı 

rüzgar şartlarına kanatların dayanabilecek 

mukavemette ve dinamiklikte yapılabilmesi, 

ikincisi ise tehlikeli seviyelere yükselen devir 

hızının korunabilmesidir. [3] 

3. KONTROLÖR 

RT kontrolörü, RT'nin çalışma şartlarını 

devamlı olarak denetleyen, istatistikleri 

toplayan belirli sayıda bilgisayardan 

oluşmaktadır. Ayrıca kontrolör, RT'nin 

içerdiği butonları, hidrolik pompalan, valfları 

ve motorları da denetler. RT'nin boyutları 

büyüdükçe kontrolörün önemi de aynı ölçüde 

artmaktadır. Kontrolör sistemi, telefon hattı 

üzerinden veya diğer haberleşme sistemleri 

aracılığıyla rüzgar türbini operatörü ile iletişime 

geçebilir. Herhangi bir yerden RT'ni telefonla 

veya başka bir aracı sistemle arayarak 

istatistikleri alıp o andaki durum ile kıyaslama 

yapmak mümkündür. Rüzgar santrallerindeki 

türbinlerden birisi verileri toplamak için veya 

denetlemek için bilgisayarlar ile donatılır. 

Genellikle rüzgar türbini kulesinin tabanında ve 

üstünde bir kontrolör ünitesi bulunur. Son 

yıllardaki RT modellerinde kontrolörler 

arasındaki iletişim fiber optik sistemlerle 

yapılmaktadır. Bazı modellerde ise rotor 

göbeğine üçüncü bir kontrolör yerleştirilmiştir. 

Bu kontrolör genellikle göbekteki kontrolör ile 


139 

iletişime geçerek ana mildeki fırçalar ve 

bileziklere bağlı olan bir kablo üzerinden seri 

iletişimler kurar.fl] 

Bilgisayar birçok elektroteknik cihaz, 

kontaktörler, anahtarlar, sigortalar vb. ile 

beraber kontrol kabinine yerleştirilir. 

Kontrolörden beklentiler çok sayıda farklı 

bileşenden oluşan karmaşık bir yapı içinde 

sonuçlandırılır. Dolayısıyla denetim ne kadar 

karmaşık bir yapı içerisinde gerçekleşirse hata 

olasılığı da o kadar fazla olur. Bu sorun, arıza 

güvenlik denetim sistemi geliştirilerek 

çözümlenebilmektedir. Ayrıca kontrolörün de 

kendi kendisini kontrol etmesini sağlayan iç 

kontrol sistemi geliştirmek de mümkündür. [3] 

Şekil 3. CU(Centrifugal Release Unit)'nın 

iç görünüşü[3] 

Arıza güvenlik sistemlerinde algılayıcıların 

gerekli olduğu kadarıyla sınırlandırılması 

şarttır. Modern rüzgar türbinlerinde 100 ile 500 

arasındaki parametre değerlerini herhangi bir 

yerden monitörle takip etmek mümkündür. 

Kontrolör aşağıdaki parametreleri analog olarak 

ölçer. [1] 

• Üç faz gerilimi 

• Üç faz akımı 

• Bir faz frekansı 

• Göbek içi sıcaklığı 

• Jeneratör sıcaklığı 

• Dişli kutusunun yağ sıcaklığı


• Dişli yatağı sıcaklığı 

• Rüzgar hızı 

• Yalpalama açısı 

• Düşük hızda rotasyonel mil hızı 

• Yüksek hızda rotasyonel mil hızı 

Kontrolör ayrıca aşağıdaki parametreleri de 

dijital olarak ölçer. 

• Rüzgar yönü 

• Jeneratör sargılarındaki sıcaklık 

• Valf fonksiyonu 

• Titreşim seviyesi 

• Güç kablosu burkulması 

• Acil fren devresi 

• Hidrolik pompaların ve diğer sistemlerin 

esnemeden dolayı aşırı ısınması 

• Fren ayarı 

• Merkezkaç ayırma işlemi[l] 

Kontrolör rüzgar hızını güce bağlı olarak 

denetler. Eğer bir periyotluk düşük rüzgar 

esnasındaki üretilen güç çok fazla ise veya 

yüksek rüzgar esnasındaki üretilen güç çok az 

ise kontrolör RT'ni durduracak ve rüzgar ölçüm 

hatasını gösterecektir. Rüzgar ölçüm hatası 

genellikle ya elektriksel bağlantıda ya da 

anemometre yatağında oluşabilecek arızalardan 

meydana gelmektedir. RT'nin rüzgar ölçüm 

hatası ile işlemeye devam etmesi imkansızdır. 

Çünkü rüzgar hızı ile güç üretimi arasında 

fonksiyonel bir bağıntı vardır. RT'nin rüzgar 

enerjisinden elektrik enerjisi üretmeye başladığı 

rüzgar hızına "nominal rüzgar hızı", RT'lerinin 

modellerine göre devreye girebileceği en düşük 

hıza "devreye giriş hızı", belli bir rüzgar 

hızından sonra ise güvenlik nedeni ile devreden 

çıktıkları hıza da "devreden çıkış hızı" 

denmektedir. Nominal rüzgar hızından daha 

yüksek veya daha düşük rüzgarlarda 

anemometreler vasıtasıyla kontrol ünitesi 

devreye girmektedir. [4], 

Kontrolör için başka bir güvenlik sistemi 

tekrarlı sistemlerdir. Mekanik merkezkaç 

birimleri buna iyi bir örnektir. Bu birimler 

kontrolörün hız ölçüm sisteminde hata olsa bile, 

rotasyonel kanat hızını ve aktif frenleme 

sistemlerini kontrol ederler. RT'lerinde 

genellikle iki adet merkezkaç anahtarlama 

birimi kullanılır. Bunlardan birisi RT'nin 

göbeğinde yer alan hidroliktir ve CU 

(Centrifugal Release Unit) şeklinde adlandırılır. 


140 

RT çok yüksek rotasyonel hıza ulaştığında 

hidrolik valf açılır. Sonra hidrolik yağının kanat 

uçlarını yerinde tutan hidrolik silindirlerden 

dışarıya doğru akmasıyla kanat ucu hava 

frenleri aktif duruma geçer. 

Şekil 4. Dişli kutusunun yüksek hız miline 

yerleştirilen HCU[3] 

Bundan sonra kontrolör veya hidrolik sistemin 

hangi konumda olacağı önemli değildir. Basınç 

silindirlerde devam etmeyecektir ve servis 

elemanı merkezkaç anahtarlama elemanını 

manuel olarak resetleyene kadar hava frenleri 

aktif halde kalmaya devam edecektir. [3] 

Hidrolik merkezkaç anahtarlama (CU) 

biriminin avantajı, kontrolör ve hidrolik 

sistemden tamamen bağımsız olmasıdır. Ayrıca 

hayati önem taşıyan dizayn hatasının neden 

olduğu kontrolsuz aşırı hızlanma ile sonuçlanan 

durumlara da engel olur. İkinci mekanik 

merkezkaç birim ise aşırı hızlanma durumlarına 

karşı dişli kutusu miline sabitlenen elektromekanik 

birimdir(HCU). RT aşırı hızlandığında 

mekanik frenleme sistemi ve hava frenlerinin 

manyetik valfına elektrik akımının geçişini 

sağlayan iki küçük kol dışarıya doğru fırlayarak 

frenleme sistemlerini harekete geçirecektir. 

Hava freni ve mekanik fren valflerinin kapalı 

pozisyonda devam etmesi için elektrik 

devresinin kapalı devre pozisyonda olması 

gerekmektedir. Bu sistem hata güvenlik sistemi 

olarak adlandırılır. Elektrik devresinin şebeke 

ile bağlantının kesilmesi yada kontrolör 

tarafından olabilecek bir elektrik kesintisi


dolayısıyla valfler açılacak ve frenleri aktif hale 

geçirerek RT'nin yavaşlamasını ve durmasını 

sağlayacaktır. HCU devre kesimini mekanik 

olarak yapabilir ve bu suretle her iki frenleme 

sistemimde harekete geçirmiş olur. RT'nin 

göbeğine monte edilen CU ise yalnızca 

kanattaki hidrolik sistemi keser. HCU bu 

yüzden daha üstündür. Bunun yanı sıra CU 

kendi ekstra valf sistemine sahiptir. Her iki 

mekanik merkezkaç birimi de nominal 

rotasyonel kanat hızına göre ayarlanır. Diğer 

yandan, mekanik merkezkaç birimleri sadece 

bakım testi için de tasarlanabilmektedir. [3] 

4. HİDROLİKLER 

Hidrolik sistem frenleme sistemlerini 

çalıştırırken, kontrolör de güvenlik sisteminde 

hangi işlemlerin sonuçlandırılacağına karar 

verir. Bir hidrolik sistemde basınç altındaki 

sıvı, belirli bileşenleri hareket ettirmekte 

kullanılır. Bu sıvıya hidrolik yağ denir. 

Çalıştırma basıncı yaklaşık 1 Bar'dır. Hareket 

eden bileşenler ise hidrolik silindirlerdeki 

pistonlardır. 50 mm'lik hidrolik silindirde 100 

bar'hk basınç altındaki bir piston 2 ton kuvvet 

üretir. Pervane ucu freni ve mekanik frenin her 

ikisindeki hidrolik sistemler aynı zamanda hata 

güvenlik sistemleridir. Mesela RT'nin çalışması 

için hidrolik yağa ihtiyaç vardır. Hidrolik 

sistem, RT çalışmaya başladığı andan itibaren 

basınç uygular, duracağı zaman ise basıncı 

keser. İstenen basınç seviyesi bir pompa ile elde 

edilene kadar basınç uygulanır ve sonra 

basıncın aynı seviyede kalması sağlanır. Ayrıca 

sistem yedek basınç tankına sahiptir. Yağ 

basınç alttında olduğu zaman piston havayı 

sıkıştıracak ve dolayısıyla tüm sistem 

çalışmasını sürdürecektir. Mekanik frenden ve 

pervane uç freninden basıncın uygulanması 

manyetik valfler ile gerçekleştirilir. Manyetik 

valfler elektromıknatısın kullanımıyla kapalı 

pozisyonda tutulur ve elektrik akımı olmaksızın 

otomatik olarak açılarak devre açma işlemini 

yerine getirirler. 

5. PERVANE UÇ FRENLERİ 

Pervane uç frenleri , pervane kanadının kendi 

boylamsal ekseni boyunca bir karbon mil 


üzerinden yaklaşık 90 derece döndürülmesi ile 

gerçekleşmektedir. [1] 

Şekil 5. Pervane uç freninin görüntüsii[3] 

Pervanenin kanat ucu, kanadın ana gövdesi 

içersindeki mil yatağına bağlanan bir karbon 

fiber miline sabitlenir. Kanat içersindeki milin 

son kısmındaki mekanizma, kanat ucunun 

herhangi bir dış harekete maruz kaldığında 

dönmesini sağlar. Ayrıca milin içersinde çelik 

bir tel vardır. Bu çelik tel kanat ucundan göbeğe 

kadar uzunlukta olan bir tüp içersinden 

geçirilerek göbeğe bağlanır. Çalışma esnasında 

pervane kanadının ucu, göbek içersindeki 

hidrolik silindir tarafından ana kanadın hızında 

döner. Pervanenin kanat ucunun ana kanat 

gövdesi ile aynı hızda dönmesi, çelik telin 

yaklaşık 1 tonluk kuvvet ile çekilmesi ile 

gerçekleşir. Herhangi bir nedenle RT'ni 

durdurmak gerekirse, silindirdeki yağ 

boşaltılarak harcanan güç kesilir. Bu suretle 

merkezkaç kuvveti ile kanat ucu dışarıya doğru 

itilir ve uç muindeki mekanizma kanat ucunu 

90 derece frenleme pozisyonuna doğru 

döndürür. Hidrolik yağın boşalması küçük bir 

delik ile sağlandığı için hidrolik yağ tamamen 

boşalana kadar pervane yavaşça dönmeye 

devam eder. Böylelikle frenleme yavaş bir 

şekilde gerçekleştirilerek bu esnada 

oluşabilecek aşırı şok etkiside önlenmiş olur. 

Görüldüğü gibi, türbinin çalışmaya devam 

edebilmesi için aktif bileşenlere (yağ basıncı) 

gerek vardır. Yani oluşturulan sistem hata 

güvenlik sistemidir. [3]


6. MEKANİK FREN 

Mekanik fren, aerodinamik frenleme için bir 

güvenlik sistemi olarak kullanılır ve türbini stall 

kontrolü durumunda durdurur. Türbinin pitch 

kontrolü durumunda mekanik fren sistemine 

nadiren ihtiyaç duyulur. Mekanik fren dişli 

kutusuna yerleştirilen bir diskten oluşmaktadır. 

Fren diski çelikten yapılır ve mil üzerine 

sabitlenir. Asıl frenlemeyi yapan bileşen fren 

pergelidir (brake caliper). Benzer şekilde bu 

sistem de bir hata güvenlik sistemidir. Frenleme 

sistemini olabilecek arızalara karşı korumak 

için hidrolik yağ basıncı gerekmektedir. Yağ 

basıncı olmadığında, fren blokları fren diskini 

sıkıştıracaktır. Frenleme, fren bloğu ile disk 

arasındaki sürtünmenin bir sonucudur. [1] 

Şekil 6. Mekanik fren [3] 

7. GÜÇ KONTROLÜ 

Pervanedeki aerodinamiksel kuvvetlerden 

dolayı, RT rüzgar akışının kinetik enerjisini 

rotasyonel mekanik enerjiye dönüştürür. Bu 

aerodinamiksel kuvvetler rotor kanatları 

boyunca elde edilir. Hava akış hızının artışı ile 

beraber gücün ikinci kuvveti ve rüzgar hızı 

gücünün üçüncü kuvvetinden elde edilmiş 

enerjisi ile aerodinamik kaldırma kuvvetleri 

büyür. RT'nin enerji iletim sistemlerinde çok 

etkili rotor güç kontrolü, mekanik ve elektriksel 

aşırı yüklemelere karşı sistemi korur. [5] 

Modern rüzgar türbinlerinde güç üretimini 

jeneratörün nominal gücünde sınırlandırmak 

için iki farklı aerodinamik kontrol prensibi 

kullanılır. Bunlardan pasif olanına "Stall 

kontrol", aktif olanına da "Pitch kontrol" adı 

verilir. Geçmişte çoğu büyük ve orta 

büyüklükteki RT jeneratör sistemleri daha basit 

olan Stall kontrol sistemini kullanmaktaydı. 


142 

Fakat günümüzde RT boyutlarının büyümesiyle 

üreticiler RT'nin çalışmasına etki edebilecek 

daha çok olanaklar sunan Pitch kontrol 

sistemini daha fazla tercih etmektedirler[5] 

7.1. Pitch Kontrol (Adım Kontrolü) 

Pitch kontrol aktif bir kontrol sistemidir ve 

jeneratör gücünden gelen giriş sinyaline ihtiyaç 

duyar. Jeneratör gücü nominal gücün üstüne 

çıkarsa, rotor kanatları daima kendi 

uzunlamasına ekseni boyunca döndürülür. 

Başka bir deyişle, giren hava akışının hücum 

açısını azaltmak için pitch açısını değiştirir. 

Hücum açısının azaltılması rotor kanatlarını 

döndüren aerodinamik kuvvetleri azaltır ve 

rüzgardan dolayı türbinin güç eldesini azaltmış 

olur. Nominal rüzgar hızından daha yüksek olan 

tüm rüzgar hızları için, minimum olanı nominal 

güç üretimine ihtiyaç duyar. Türbinin yalnızca 

nominal güç üretmesi için pitch açısı bu yolla 

seçilir. Tüm rüzgar şartlarında , pervane profili 

etrafında akış, yüzeye bağlı durumdadır. 

Böylece çok küçük çekme kuvvetleri altında 

aerodinamik kaldırma üretilir[5]. 

Şekil 7. Profil etrafına bağımlı hava akışı [5] 

Pitch kontrollü türbinler stall kontrollü 

türbinlerden daha gelişmiştir. Çünkü pitch açısı 

değiştirme sistemine ihtiyaç duyarlar. Pitch 

kontrolün avantajları: 

• Tüm rüzgar şartlarında aktif ve düşük güç 

kontrolüne olanak tanır. 

• Hafif hava yoğunluğu şartlarında bile 

nominal güce ulaşırlar. 

• Aynı şartlar altında daha yüksek enerji 

üretimi 

• Pitch açısı değiştirme sistemi ile daha basit 

çalıştırma 

• Acil durumlar için güçlü fren sistemine 

ihtiyacın olmaması. 

• Nominal yükün üzerinde artan rüzgarlarla 

hafifleyen pervane yükü


• Aşın rüzgarlarda düşük yük olması için 

rotor kanatlarının kılıçlama pozisyonunda 

olması (feathering position) 

• Hafif pervane kütlesi ile daha hafif RT [5] 

-P nominal 

V kesme V nominal Rüzgar Hızı 

Şekil 8. Pitch kontrollü bir rüzgar türbininin güç eğrisi 

7.2. Stall Kontrol (Perdovites kontrolü) 

Hava akımının az veya hücum açısının fazla 

olması dolayısıyla pervane kanadının kaldırma 

kuvvetinin azalıp havada asılı kalmayacak hale 

gelmesi olayına stall veya perdovites adı 

verilmektedir [ 6]. 

' i*. * 

/ t* 

Şekil 9. Profil etrafındaki ayrık hava akışı 

Stall kontrol rüzgar hızma tepki veren pasif 

kontrol sistemidir. Pervane kendi pitch açısına 

sabitlenir ve kendi uzunlamasına ekseni 

boyunca dönmesi engellenir. Pitch açısı ise, 

nominal rüzgar hızından daha yüksek 

rüzgarlarda pervane profili etrafındaki akışın 

pervane yüzeyinden ayrılması yolu ile seçilir. 

Böylelikle aktif kaldırma kuvvetleri azaltılırken 

çekme kuvvetleride arttırılmış olur. Daha düşük 

kaldırma ve daha yüksek rotasyonel çekme, 

rotor gücünün daha çok artması yönünde 

hareket eder. 


143 

r»t»d 

V kesme V nominal Rüzgar Hızı 

Şekil 10. Stall kontrollü bir rüzgar türbininin 

güç eğrisi. [5] 

Nominal rüzgar hızından daha yüksek rüzgar 

şartlarında pervane profili etrafındaki hava akışı 

pervane yüzeyinden kısmende olsa ayrılır. 

Böylece daha az kaldırma ve daha çok çekme 

kuvvetleri üretilir. Stall kontrol Pitch 

kontrolden daha basittir. Çünkü stall kontrolde 

pitch açısı değiştirme sistemine ihtiyaç 

duyulmaz. Pitch kontrollü rüzgar türbinleri ile 

kıyaslama yapılacak olursa : 

• Pitch açısı değiştirme sistemine ihtiyaç 

duyulmaz 

• Daha basit rotor göbek yapısı 

• Hareketli parçanın daha az oluşundan 

dolayı daha az bakım gerekliliği 

• Güç kontrolünde yüksek güvenirlik 

Dünyada stall kontrol hala geçerliliğini 

sürdürmektedir. Çoğu üreticiler genellikle 

şebekeye direkt bağlı olan ve sabit rotor hızına 

ihtiyaç duyan asenkron jeneratörün kullanıldığı 

basit güç kontrolünü kullanırlar!5]. 

Son yıllarda stall ve pitch kontrolün bir karışımı 

olan "Aktif Stall Kontrol" adı verilen kontrol 

sistemi kullanılmaktadır. Aktif stall kontrol 

sistemin de ise pervane pitch açısı stall yönüne 

doğru döndürülür. Dolayısıyla kılıçlama 

pozisyonuna(feathering position) doğru 

döndürülmez. Yani normal pitch sistemleri gibi 

yapılır. Bu sistemin avantajları ise : 

• Çok küçük pitch açısı değiştirilmesine 

ihtiyaç duyulur 

• Olası düşük güç şartlan altında güç 

kontrolünün sağlanması (düşük rüzgarlarda) 

• Büyük rüzgarlarda küçük yük sağlamak için 

pervanenin kılıçlama durumu pozisyonunda 

olması[5].


7.3. SONUÇ 

RT'lerinde kontrol ve güvenlik sistemleri RT'ni 

tehlikeli durumlardan koruyan kapsamlı bir 

sistemin parçalarını oluşturan bir çok farklı 

bileşenden oluşmaktadır. Bu sistem, karmaşık 

bir yapı içersinde en az hata ile yapılan 

ölçümlerden gelen sonuçlan değerlendiren 

kontrolör ve kontrolörün karar mekanizmasıyla 

devreye giren fren veya yavaşlatma sistemleri 

olarak özetlenebilir. RT'nin çalışması esnasında 

oluşabilecek her türlü problemin anında 

giderilmesi, RT imalatçıları için talep artışı 

açısından da oldukça önemlidir. Bir RT'ninde 

olabilecek en tehlikeli durum, yüksek rüzgar 

periyotları esnasında RT'nin kendiliğinden 

nominal hızının çok üstüne çıkmasıyla başlar. 

Planlı bir kontrol mekanizması olmadığı sürece 

türbini durdurabilecek seviyeye getirmek 

imkansızlaşabilir. Bu esnada türbinin ürettiği 

güç çok yüksektir ve kontrol edilemediği yada 

türbin pervanesinin dayanamadığı durumda 

hayati tehlike arz etmektedir. Bu gibi tehlikeli 

durumlardan korunmak için güvenlik sistemi 

kontrolsuz aşırı hızlanma durumlarına çok hızlı 

ters tepki verebilecek etkiye veya sisteme sahip 

olmalıdır. Kontrolsuz aşırı hızlanma 

koşullarından kurtulmanın iki temel yolu vardır. 

Birincisi, rotasyonel pervane hızının nominal 

hızın üstüne çıkarak ivmelendiği ve güç 

üretiminin de arttığı durumlara karşı 

dayanabilecek pervane dizayn edilmesi, ikincisi 

ise bu şartlarda, yani devir hızının tehlikeli 

durumlara geldiği durumlarda, pervane devir 

hızının kontrol altına ahnabilmesidir. Rüzgar 

türbinlerinin normal çalışmasının gözetim altına 

alındığı ve bunun için bazı istatistiklerin elde 

edilip ölçüm sonuçlarının değerlendirildiği 

birim kontrolördür. Kontrolör 

mikrobilgisayarların kullanımına dayandırılır. 

Bazı kontrol sistemlerinde mikrobilgisayarlar 

endüstriyel kullanımlar için özel olarak dizayn 

edildiğinden normal PC'lerden daha yüksek 

işlemci kapasitesine sahip olabilmektedirler. 

Güvenlik sistemleri, iç donanım hatalarından 

dolayı oluşabilecek arızalara karşın güvenlik 

önlemi için mümkün olduğunca az bileşenli 

olmalıdır ve kontrol sisteminde kullanılacak 

algılayıcılar optimum gereklilikler sağlanarak 

seçilmelidir. 

Güvenlik sisteminde frenleme işlemini başlatan 

ve çalıştıran mekanizma hidrolik sistemdir. 


144 

Hidrolik sistem, frenleme sistemlerini 

çalıştırırken kontrolörde güvenlik sisteminde 

hangi işlemin uygulanacağına karar verir. Fren 

sistemleri genellikle Mekanik ve Pervane Uç 

Freni olarak iki mekanizmadan oluşmaktadır. 

Uç freni pervane uçlarında belli bir mesafeden 

başlayarak, bir mekanizmanın pervane kanat 

ucunu hava akış yönüne göre pervaneyi 

fenleyecek şekilde döndürülmesini 

sağlamasıyla oluşurken, mekanik fren ise; 

pervane milinin dişlisine yerleştirilen ve fren 

diski adı verilen diskin fren bloğu ile 

sürtünmesi ile gerçekleşen bir frenleme veya 

yavaşlatma sistemidir. RT'nin dizaynı 

esnasında güç kontrolü için önlem alınması 

gereklidir. Bu aşamada RT'nin mekanik ve 

elektriksel aşın yüklenmelere karşı sistemi 

koruyabilecek şekilde tasarlanması gerekir. 

KAYNAKLAR 

1. "Power Control of Wind Turbines", 

"Wind Türbine Safety" 

"The Electronic Wınd Türbine Controlor" 

http://www.windpower.dk 

2. Uyar, S, T.,Erdallı,Y.,Kenger,Z.,Fığlalı,A., 

"Türkiyede Rüzgar Enerjisi Kullanım 

Seçeneklerinin Belirlenmesi" 

Türkiye 4. Enerji Kongresi 

1986 İzmir 

17-21 Kasım 

3. "The Wind Türbine Companents and 

4. 

Operation" ,Bonus Info, Autumn 1999 . 

Durak,M. " Rüzgar Enerjisi Teknolojisi ve 

Türkiye Uygulaması , Akhisar Rüzgar 

Elektrik Santralı" Yüksek Lisans Tezi. 

5. 

17.01.2000 

"Wind Energy Information Brochure" , 

German Wind Energy Instıtute, DEWI, 

June 30 th 

, 1998. 

6. Tığrak, A. "Havacılık Sözlüğü" , Çağlayan 

Kitabevi 

İstanbul. 

1980 , 1. Baskı. ,Beyoğlu


ÖZET 

RÜZGAR ENERJİSİNDEN OPTİMUM FAYDA SAĞLAYAN 

BİR RÜZGAR TÜRBİNİ PERVANESİ 

Heybet ELDAROV, Suat CANBAZOĞLU, Cem ONAT 

İnönü Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Makine Mühendisliği Bölümü, 44069 MALATYA 

tlf:04223410010 heldarov@inonu.edu.tr, scanbazoglu@inonu.edu.tr, conat@inonu.edu.tr 

Rüzgar türbinlerinde önemli bir konu da türbin 

milinin devir sayısının sabit tutulmasıdır. Bu 

konu ile ilgili olarak yaptığımız teorik inceleme 

sonucunda, her bir kanadın kendi ekseni 

etrafında dönebilecek şekilde dizayn edilip, 

sisteme stabilizasyon mekanizması eklenmesi 

ile, değişken rüzgar hızları ile kanatların 

eşgüdümlü olarak dönmesi sağlanmaktadır. 

Bunun sonucunda da grafik olarak da 

gösterdiğimiz gibi rüzgar türbini milinin sabit 

devir sayısında dönmesi sağlamlabilmektedir. 

ABSTRACT 

in wind turbines, another important point is 

fixing the rotation velocity of turbine's axis. 

Af ter our theoritical research for this subject, 

following result is found. Wind turbine's axis is 

rotated at constant rotation velocity, when each 

blade designed rotating around its axis, 

stabilization mechanizm is added to system, and 

blades rotate in parallel with vanable wind 

speeds. 

GİRİŞ 

Son yıllarda dünyanızdaki en önemli 

sorunlardan biri olan çevresel kirlilik ve küresel 

ısınmanın önünü almak amacı ile alternatif 

enerji kaynaklarından istifade etmek ve bunları 

geliştirmek büyük önem arz etmektedir. 

Alternatif enerji kaynaklarından biri olan rüzgar 

enerjisinden faydalanmak yani rüzgar enerjisi 

çevrim sistemleri ile elektrik enerjisi üretilmesi, 

diğer konvansiyonel usuller ile üretilen enerji 

miktarı oranının azalması bakımından, çevre 

kirliliğinin önüne geçilmesinde büyük önem 

taşır. Bunun içindir ki araştırma yaptığımız bu 

konu günümüzün en fazla önem verilen 

konularından biridir. 


145 

1. PROBLEMİN TANIMI 

Rüzgar enerjisi çevrim sistemlerinde jeneratör 

milinin devir sayısının stabilizasyonu önemli 

bir olgudur. Stabilizasyonu sağlayan 

mekanizmanın amacı ani rüzgar hızı artışlarında 

ve fırtınalarda sistemimizi korumak ve daha 

önemlisi jeneratör milinin sabit devirde 

dönmesini sağlamaktadır [1]. 

Yüksek rüzgar hızlarında sistemi koruyan 

stabilizasyon mekanizması ayrıca da rotor 

devrini sürekli sabit olarak muhafaza etmelidir. 

Bu mekanizma değişen rüzgar hızlarına karşın 

rüzgar türbininin devrini optimal seviyede 

kalmasını sağlamalıdır. Bu mekanizmanın 

doğru bir şekilde hesabını yapmak için rüzgar 

türbini pervane kanatlarına etki eden kuvvetleri 

iyi bir şekilde analiz etmek gerekir. 

Ancak yapılan konstrüksiyonlar sadece 

mekanik özellikler bakımından ele alınmaktadır 

[2,3,4]. Mekanik özelliklere bağlı kalınarak 

yapılan hesaplamalarda sadece rüzgar-kanat 

etkileşimi ile oluşan aerodinamik kuvvetlerinin 

hesaba katıldığı yöntemden oldukça farklı 

sonuçlar vermektedir. Bu fark rüzgar hızının 

büyük değerinde kendini daha çok hissettirir. 

Rüzgar türbini stabilizasyonu için bu 

çalışmamızda yaptığımız teorik incelemenin 

amacı; rüzgar türbini mili devrinin optimal 

stabilizasyonunu sağlayacak mekanizmaya, 

kanat parametrelerinin ve kanatta oluşan 

kuvvetlerin etkisinin belirlenmesidir. Bunun 

için başlangıçta rüzgar türbini kanatlarının 

arasından geçen havanın aerodinamik 

özelliklerini analiz etmek gerekir.


2. TEORİ 

Rüzgar pervanesinin giriş ve çıkışı için 

Bernoulli denklemi aşağıdaki gibi yazılır. 

2-g 

(D 

Burada P g , P ç , V g , V ç sırası ile rüzgar 

pervanesinin giriş ve çıkışındaki basınçları ve 

hızlan, a havanın yoğunluğunu ve g ise 

yerçekimi ivmesini göstermektedir. V g < V ç ve 

P ç 

etrafında, rüzgann oluşturduğu kuvvetler rüzgar 

pervanesini rotor göbeği etrafında döndürmeye 

çalışır. Rüzgar pervanesinin süpürdüğü alana 

rüzgarın yönünde etki eden kuvvet ise, 

= (P-P r)h-Rcos


Denklem 10 ve 11 bağıntılarının süreklilik 

gereği eşitliğini yazarsak, 

-n = S-V r 

K 

(12) 

buluruz. Burada S alanı, pervanenin süpürdüğü 

alanın z sayıdaki kanatların arasındaki kısmıdır. 

5=/* (2-n-r orl-sinp-öz)dr 

S = n • (R 2 - r 2 ) -sin /3 -b • z • (R- r) 

Yukarıdaki son ifademizi denklem 12'de yerine 

koyarsak, 

n-(R 2 

-r 2 

)-sinl3-b-z-(R-r) T/ 

AZ — -.^—^——_^^——_____—_^— y 

K 

bulunur. Kanatlar arasında kalan kısmın hacmi 

ise, 

V = K = S-l 

_ 2-n-(R-r)/2 n-(R-r) 

ctgfi ctgP 

olduğu için, 

-b-z-(R-r)] n-(R-r) 

ctgP 

olur. Bunun için, 

n = 

' n-(R 2 

-r 2 

)-sinP-b-z-(R-r) 

] 

V r 

n.(R-r)\ 

buradan da, 

-V Vr r n-(R-r) 

(13) 

denklemi elde edilir. Elde ettiğimiz bu 

denklemi denklem 8'de yerine koyarsak, 


147 

= — -h-R-{0.01l-R 2 

-[hA--n 

2-g |4 

1 

n-(R-r)' 

Vr-ctg0] 2 

-V?-sinç>) 

sincp] 

(14) 

denklemi ortaya çıkar. Dikkat edilirse, pervane 

düzlemindeki hava, pervanenin dönmesi ile 

birlikte eksenel öteleme hareketinin yanı sıra 

dönel harekette kazanır ve pervane 

düzleminden ayrılır, bu sebepten dolayı dönme 

açısı olan cp, rüzgarın hücum açısı olan |3'ya 

eşitliğini kabul etmek mümkündür. Bu halde 14 

denkleminde, (p açısı konstrüktif bir parametre 

olarak alınabilir. 

Rüzgar pervanesini harekete geçiren burulma 

moment, 

M =FRcos


hızı arttıkça elastik elemente etki eden ilave F m 

kuvveti oluşur ve kanatlar kendi eksenleri 

etrafında hücum açısı P'dan (3 1 açısına kadar 

değişir. Kanadın kendi ekseninde, rüzgar 

hızının değişimine göre yaptığı bu dönme 

hareketi, rüzgar pervanesinin devir sayısı 

önceden tasarlanan optimal değerine eşit 

oluncaya kadar döner. Rüzgarın hızı azaldıkça 

F m kuvveti de azalır ve elastik element kanatlan 

çıkış yönüne doğru döndürür. 

F m kuvvetini tayin etmek amacı ile bu kuvvetin 

etkisiyle kanatlar p, açısına kadar dönerken 

M n -8p kadar iş yapar. Aynı zamanda 

kanatlann uçlan 8 y kadar yer değiştirmiş olur 

ve F m-S kadar iş yapılmış olur. Yapılan bu 

işler birbirine eşit olacağından, 

M n-8 p=F m-8 y 

(17) 

yer değiştirmeler de uygun olmalıdır. Bu halde 

y 

8 y 

n/2


Flq 

k -cosk -I 

(25) 

elde edilir. Denklem 25 ifadesini denklem 

23'de hesaba katarsak y yer değiştirmesini tayin 

ederiz. 

tgk-l -I 

(26) 

Denklem 14 ve 26 ifadelerini denklem 21 

ifadesinde hesaba katarsak M n 'nin denklemini 

yazabiliriz. 

M -sin/3 

n = \Q.OU-R-\\ntg—n 

1 

Vr-ctgp\ -JL-.h-R-V? si 

n-(R-r) I 2-g 

F-tgk-l 

•h-R (27) 

q-k I 2-g 

Denklem 13'e dayanarak, rüzgar hızı değişimi 

ile hücum açısı arasındaki oran şekil 2'de, 

hücum açısı ile rüzgar hızının eşgüdümlü olarak 

değişmesi ile rotor devrinin sabit kalması şekil 

3'de gösterilmiştir. Şekil 2 ve şekil 3'den de 

anlaşıldığı gibi rüzgar hızı arttıkça kanatlara 

tesir eden kuvvette artmakta, aynı zamanda 

rüzgarın hücum açısı 90°'ye yaklaşırken 

sonuçta rotor milinin dönmesini sağlayan 

burulma momenti sabit kalır. 

3. SONUÇLAR 

Sonuçlar rüzgar hızının 3-40 m/s değerleri için 

yaptığımız hesaplamalara dayanır. 

Hesaplamalar gösteriyor ki rüzgar hızının 

değişmesi ile eş zamanlı olarak hücum açısının 

otomatik değişmesi, rotor milinin devir sayısını 

sabit tutmayı mümkün kılmaktadır. Yine 

hesaplamalar gösteriyor ki kanatlara etki eden 

kuvvetin artması, pervanenin kırılmasına sebep 

olabilmekteyken stabilizasyon mekanizmasının 

kullanılması ile yani rotorun sabit devir 

sayısında dönmesinin sağlanması halinde 

rüzgar türbininin uzun ömürlü olması 

sağlanmaktadır. 


149 

î 

90° 

160- 

150- 

140- 

130- 

120 - 

110 

100- 

45° 90- 

80- 

70- 

60- 

50- 

40- 

30- 

' 20- 

10- 

1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 v m 

Şekil 2 Rüzgar hızıyla cp açısının değişimi 

n (dev/dk) 

1 

2.1 10.5 21 

8,98 

V r(m/s) 

Şekil 3 Devir sayısının (p açısının rüzgar hızı ile 

eşgüdümlü olarak değişmesiyle sabit kalması


KAYNAKLAR 

[1] Ya. N. Şefter, İ. V. Rojdestvenskiy, 

Poluavtomatiçeskie stantsii s inertsionnım 

akkumlyatorom, Vestnik sel'skohozyay 

stveunoy nauki, 1958, No 12 

[2] Y. M. Fateyev, Vetrodvigateli, i 

vetroustanovki, Moskova, Selhozgiz, 1956 

[3] Ya. N. Şefter, Vetroenergetiçeskiye 

agregati, Moskova, Maşinostroyeniye, 1972 

[4] Ya. N. Şefter, İ. V. Rojdestvenskiy, 

Vetronasosniye u Vetroenergetiçeskiye 

agregati, Moskova, Kolos, 1967 

[5] N. G. Farzane, A. M. Mehdiyev, Turbiniye 

rashodomeri s avtomatiçeskoy korrektsiyey 

pokazaniy na izmeneniye vyazkosti potoka, 

Neftigaz, 1995, No 3 


150


ÖZET 

ORTALAMA RÜZGAR HIZI OLCUM ARALIKLARININ RÜZGAR 

ENERJİSİ YOĞUNLUĞU HESAPLAMALARINA ETKİSİ 

Barış ÖZERDEM, Fatih BACAKSIZ, Zafer İLKEN 

İzmir Yüksek Teknoloji Enstitüsü Makine Mühendisliği Bölümü 

Tel: 0 232 4986519 e-mail: ozerdem@likya.iyte.edu.tr 

Bu çalışmada, öncelikle, rüzgar hızlarını ölçüp 

kaydetme sırasında kullandığımız ortalama 

alma periyotları incelenmiştir. Daha sonra, bu 

ortalama alma periyotları enerji yoğunluğu 

hesaplamalarına taşınarak, buradaki etkileri 

belirlenmeye çalışılmıştır. Rüzgar hızları 1 saat 

içerisinde her 10 dakikada bir alınan değerlerin 

ortalaması şeklinde elde edilmişlerdir. 

Ölçümler, İzmir Yüksek Teknoloji Enstitüsü 

Kampus alanı içerisinde bulunan gözlem 

istasyonu direğinin, 10 metre ve 30 metre 

seviyelerinde yapılmıştır. Bu verilerle 

periyotları 1 saat, 6 saat, 12 saat, 24 saat ve 1 ay 

olan 5 ayrı veri seti meydana getirilmiştir. 

Çalışma sonucunda, ortalama rüzgar hızı 

ortalama alma periyoduna bağlı değişmediği 

görülmüştür. Ancak, ortalama alma periyodu 

arttıkça hesaplanan rüzgar yoğunluğu 

azalmaktadır. Ortalama alma periyodu 1 saati 

aştığı taktirde hata değeri de % 4'in üstüne 

çıkmaktadır. 

ABSTRACT 

in this study, averaging periods used during 

measurement and recording has been 

investigated. Then, the effects of these 

averaging periods conveyed to energy density 

calculations are tried to be determined. Wind 

speeds have been recorded in each 10 minutes 

of period. The measurements were taken from 

10 m and 30 m heights of a mast, which was 

located on the Campus area of İzmir Institute of 

Technology. 5 data sets with 1 hour, 6 hours, 12 

hours, 24 hours and 1 month averaging periods 

have been obtained. Finally evaluations 

indicated that average wind speed doesn't 

change at ali with respect to the averaging 

period. But, energy density decreases when the 

averaging period increases. If averaging period 

exceeds 1 hour, relative error gives above 4% 

error values. 


1. GİRİŞ 

Hidrolik, rüzgar, güneş, biyokütle gibi isimlerle 

anılan alternatif enerji kaynakları aynı zamanda 

yeni ve yenilenebilir enerji kaynakları olarak da 

adlandırılırlar. Fosil yakıtların zaman içerisinde 

azalıp tükenecek olmaları, çevreye yaptığı 

olumsuz etkiler ve dışa bağımlı kaynaklar 

olmaları yeni ve yenilenebilir enerji 

kaynaklarının önemini gittikçe artan bir oranda 

gündeme getirmektedir. Bu enerji 

kaynaklarından günümüzde kullanımı en 

yaygın olanı ve teknolojisi en hızla gelişeni 

rüzgar enerjisidir. Kurulu güç olarak son beş 

yılda tüm dünyadaki yıllık ortalama büyüme 

hızı %28 seviyesindedir.2000 yılı sonu 

itibariyle dünyadaki kurulu güç de 18 449 MW 

dır. Ülkemizdeki duruma gelince, rüzgar 

enerjisi-nin Türkiye'deki potansiyeli geçte olsa 

kavranmaya başlamıştır. Halihazırda kurulu 

gücümüz 19 MW dır [1]. 

Rüzgar, sıcaklık gradyanı nedeniyle oluşan 

basınç farklılıklarının yarattığı bir atmosferik 

hava hareketidir. Doğal rüzgarların 

özelliklerinin bilinmesi rüzgar enerjisi 

sistemlerinin tasarımı, planlanması ve sonuçta 

da işletilmesi için gereklidir. Bu nedenle, 

zamana bağlı olarak hızlı değişimler gösteren 

bir meteorolojik büyüklük olan rüzgar hızının 

ölçülmesi ve kaydedilmesi çok büyük bir 

öneme sahiptir. Uygun rüzgar hızı ölçüm 

cihazlarının kullanılması ve kaydedilen 

değerlerin istatistiksel değerlendirilmeye tabi 

tutulmaları ile verimi yüksek bir enerji üretimi 

sağlanabilir. Bir ölçüm istasyonunda ölçülen 

diğer temel veriler; rüzgar yönü, sıcaklık, 

barometrik basınç ve bağıl nemdir [2]. 

Aerodinamik nedenlerle rüzgar türbini güç 

çıktısı rüzgar hızının küpü ile orantılı 

olduğundan, bu veriler içerisinde rüzgar hızının 

doğru olarak tahmin edilmesi büyük önem 

kazanır [3]. Rüzgar hızı ölçümünde yapılacak


%1'lik bir hata enerji üretimine %3 olarak, 

%10'luk bir hata ise, %25 olarak yansımaktadır [4]. 

Bu çalışmada, öncelikle, rüzgar hızlarını ölçüp 

kaydetme sırasında kullandığımız ortalama 

alma periyotları incelenmiştir. Daha sonra, bu 

ortalama alma periyotları enerji yoğunluğu 

hesaplamalarına taşınarak, buradaki etkileri 

belirlenmeye çalışılmıştır. 

2.İSTATİSTİKSEL YÖNTEM 

Rüzgarın kinetik enerjisi 

E. =-mV 2 

k 2 

olarak ifade edilir. 

(D 

V hızına sahip ve türbin rotor alanını, A, 

kateden havanın kütlesel debisi, rh-pVA 

olduğundan, 

şeklinde de ifade edilebilir. 

(2) 

Rüzgar hızının zaman içerisindeki ani 

değişmeleri nedeniyle, ölçülen rüzgar hızının 

anlamlı olabilmesi için belirli bir periyoda göre 

ortalamasının alınması gerekir [5]. 

^ 1 

V=-jv(t)dt (3) 

Burada V değeri v(t)'nin ortalamasıdır. T, ise 

veri setinin periyodudur. 

Rüzgar enerjisinin anlık yoğunluğu ise, 

(4) 

şeklindedir. Buradaki hava yoğunluğu, p, 1.225 

kg/m 3 

olarak sabit bir değer şeklinde 

hesaplamalara dahil edilmiştir. 

Ortalama rüzgar enerjisi yoğunluğu ise, 


152 

'


Enerji hesaplamaları için minimum veri 

toplama süresi 1 yıldır. 2 veya daha çok yıl 

yapılan gözlemler daha güvenilir sonuçlar 

doğurmaktadır. Ülkemizde Enerji ve Tabii 

Kaynaklar Bakanlığı'ndan ön izin almak için 6 

aylık ölçüm süresi yeterlidir. Bu çalışmada, 6 

ay boyunca toplanan veriler değerlendirmeye 

alınmıştır. 

3. SONUÇLAR VE DEĞERLENDİRME 

Ölçüm yapılan 6 aya karşılık gelen 180 günlük 

rüzgar hızları dağılımı, yukarıda sözü edilen 5 

ayrı veri seti grubu için elde edilmiştir. Şekil 1- 

5 bu grafikleri göstermektedir. 

İstatistiksel Yöntem başlığı altında belirtilen 

hesaplamalar sonucunda Tablo l'de gösterilen 

ortalama alma periyotlarına karşılık gelen 

ortalama rüzgar hızları ile enerji yoğunlukları 

elde edilmiştir. 

Tablo 1.30 m yükseklikteki ölçümlerin istatistiksel değerleri 

Periyot 

T 

1 

Saat 

6 

Saat 

12 

Saat 

24 

Saat 

1 

Ay 

Gözlem 

Sayısı 

n 

3552 

592 

296 

148 

6 

V 

m/s 

7,56 

7,56 

7,56 

7,56 

7,56 

Standart 

Sapma 


1 

I • FİJ ı H LTı • if * I '1# i i J ' 

O 300 600 900 1200 1500 1800 2100 2400 2700 3000 3300 3600 

Şekil 1. Saatlik Rüzgar Hızlan (30m ve lOm) 

24 

3 0 m 

Saatler ~ 

- - 10m 

i 00 200 300 400 

6 Saatlik Periyotlar 

Şekil 2. 6 Saatlik Rüzgar Hızları (30m ve lOm) 


500 600 

— 30m 

•-- 10m



0 100 200 

12 Saatlik Periyotlar 

Şekil 3.12 Saatlik Rüzgar Hızları (30m ve lOm) 

30 m 

10m 

O 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 110 120 130 140 150 

24 SjjJJjk Periye» jr 

Şekil 4. 24 Saatlik Rüzgar Hızları (30m ve lOm) 

155 

30m 

--- 10m 

300


ÖZET 

SAVONIUS RÜZGAR ÇARKLARININ PERFORMANSLARININ 

ARTTIRILMASI 

Burçin DEDA, H. Kemal ÖZTÜRK, Mehmet ATILGAN 

Pamukkale Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Çamlık/DENİZLİ Tlf: 0 258 2125532 

bdeda@pamukkale.edu.tr, hkozturk@pamukkale.edu.tr, atilgan@pamukkale.edu.tr 

Günümüzde sürekli artan dünya nüfusu, 

gelişen ve her geçen gün gelişmekte olan 

sanayi enerjiye olan ihtiyacı gün geçtikçe 

arttırmaktadır. Özellikle fosil enerji 

kaynaklarının zamanla azalması ve yarattığı 

çevresel sorunlar ilgiyi yeni ve yenilenebilir 

enerji kaynaklarına yöneltmiştir. Son yıllarda 

yenilenebilir enerji kaynaklarından olan rüzgar 

enerjisi büyük ilgi uyandırmıştır. Bu 

çalışmada ise düşük olan aerodinamik 

performanslarından dolayı çok fazla 

kullanılmayan Savonius rüzgar çarkları ele 

alınmıştır. Savonius rüzgar çarkında yapılması 

tasarlanan perde sayesinde Savonius rüzgar 

çarkının dönme yönüne ters yönde oluşan 

negatif moment ortadan kaldırılarak güç 

performansının artması amaçlanmıştır. 

ABSTRACT 

Today's continous increase of vvorld 

population and developing industry are 

increasing the energy demand. Particularly, 

diminishing of fossil fuels and enviromental 

problems caused by them have directed the 

attention to ne w and renevable energy sources. 

in recent years wind energy, one of the 

renevable energy sources, have become very 

popular. 

in this study, savonius vvindmill which has not 

been used vvidely because of ıts low 

aerodinamic performances has been examined. 

in order to increase the power performance of 

savonius windmills guides vvhich prevent the 

negative moments opposite to vvindmills 

rotation direction have been mounted. 


157 

GİRİŞ 

Her geçen gün giderek artan enerji ihtiyacını 

karşılamak, fosil enerji kaynaklarının hızla 

azalması ve yarattığı çevre sorunları ilgiyi 

temiz ve yenilenebilir enerji kaynaklarına 

yöneltmiştir. Türkiye'de önümüzdeki on yıl 

içerisinde elektriğin %5'inin yenilenebilir 

enerji kaynaklarından sağlanması 

düşünülmektedir. Rüzgar enerjisi bu 

yenilenebilir enerji kaynaklarının başında 

gelmektedir [1]. Özellikle temiz ve 

yenilenebilir olması, bedava ve tükenmeyen, 

dönüştürme tekniklerinin kolay ve enerji nakil 

sorununun olmaması gibi üstünlüklerinin 

bulunmasından dolayı son yıllarda oldukça ilgi 

duyulan bir enerji kaynağıdır. 

Savonius tipi rüzgar çarklarının geleneksel 

rüzgar çarklarına göre çok fazla üstünlükleri 

vardır. Bunların bazıları şu şekilde 

sıralanabilir; konstrüksiyonları basit ve 

ucuzdur. Düşük rüzgar hızlarında çalışabilirler. 

Yatay eksenli rüzgar çarklarında rüzgar 

yönünün değişmesiyle çark yönünü değiştiren 

mekanizmaya ihtiyaç varken Savonius rüzgar 

çarkları rüzgar yönünden bağımsızdır, kendi 

kendilerine çalışmaya başlayabilirler. 

Bu çalışma diğer düşey eksenli rüzgar 

çarklarına oranla, performansları düşük olan 

fakat bir çok üstünlükleri bulunan Savonius 

rüzgar çarklarının performanslarının 

iyileştirilmesi amacıyla yapılmıştır. 

SAVONIUS RÜZGAR ÇARKLARI 

ÜZERİNE YAPILAN ÇALIŞMALAR 

Savonius rüzgar çarklarının düşük olan 

aerodinamik performanslarını iyileştirmek 

amacıyla bir çok çalışma yapılmıştır. Yapılan 

bu çalışmalarda çarkların aerodinamik 

performansları üzerine dizayn parametrelerinin


etkileri deneysel olarak incelenmiştir [2-6]. Bu 

çalışmalarda; kayma miktarının optimum 

değerinin %10 dolaylarında olması gerektiği 

saptanmıştır [7]. Ayrılma miktarının sıfır 

olduğu yerde en büyük güç katsayısı 0.158 

olarak bulunmuştur [7]. Maksimum güç 

katsayısı uç hız oranı X=l olması durumunda 

en uygun çap yükseklik oranının 4.29 olduğu 

saptanmıştır [8]. Ayrıca yapılan teorik 

çalışmalarda performans analizi incelenmiştir 

[9]. Vorteks tabaka modeli üzerinde de 

çalışmalar sürdürülmüştür [10]. Savonius 

rüzgar çarkının dönme yönüne ters yönde 

oluşan momenti ortadan kaldırarak çark 

performansını arttırmak için çark etrafına 

perde tasarlanarak bu doğrultuda çalışmalar 

yapılmıştır [11-14] 

SAVONİUS RÜZGAR ÇARKLARININ 

GÜÇ VE PERFORMANS İFADELERİ 

Savonius rüzgar çarklarında güç ve performans 

ifadelerini hesaplamak için kepçe üzerine 

gelen kuvvetlerin hesaplanması kabul görmüş 

bir yaklaşımdır. Şekil l'de küresel kepçeli 

rüzgar çarkları üzerindeki hız vektörleri 

gösterilmiştir. 

V-v 

V+v 

Şekil 1 Küresel kepçeli rüzgar çarklarındaki iç ve 

dış bükey yüzeylerdeki hızlar. 

F = -.c.p.SV 2 

(1) 

P = -.c.p.S.V 2 

.v (2) 

c,: 2,3 (İç bükey yüzey için) 

C2: 1,2 (Dış bükey yüzey için) 

Şekildeki küresel kepçeli rüzgar çarkının iç 

bükey yüzeyi üzerinde P + 

ve dış bükey yüzeyi 

üzerinde P güç ifadeleri kullanılabilir. Buradan 

net güç ifadesi yazılacak olursa; 


158 

Pnel =^.p.S.v. Cı .(V 2 

-2.V.v (3) 

elde edilir. Optimum gücü sağlamak için çark 

hızı v , =•—V değerindedir, h yüksekliğin- 

deki bir Savonius rüzgar çarkının S süpürme 

alanının değeri (2.d-e).h şeklinde yazılabilir. 

Bu değerler denklem (3)'de yerlerine yazılırsa 

optimum güç için; 

elde edilir. 

(4) 

GÜÇ VE PERFORMANSIN ARTTIRILMASI 

İÇİN SAVONİUS RÜZGAR ÇARKLARINA 

UYGULANAN PERDELEMENİN ETKİSİ 

Savonius rüzgar çarklarında iç bükey ve dış 

bükey yüzeylerde birbirlerine göre ters yönde 

iki farklı moment oluşur. İç bükey yüzey 

üzerinde oluşan moment, dış bükey yüzey 

üzerinde oluşan momentten daha büyüktür. 

Bunun sonucunda bir dönme hareketi oluşur. 

Savonius rüzgar çarklarının düşük olan 

aerodinamik performanslarını yükseltmek için 

en önemli parametre dönme hareketine ters 

yöndeki dış bükey yüzey üzerinde oluşan 

momentin değerini azaltmak yada mümkünse 

ortadan tamamen kaldırmaktır. Bu sebeple dış 

bükey yüzey üzerine gelen momenti azaltmak 

için Şekil 2'de gösterildiği gibi rüzgar yönüne 

göre yön değiştirebilen bir perde tasarlanmıştır 

ve bu perdenin çark performansına etkisi 

ayrıntılı olarak incelenmiştir [11-12]. 

Şekil 2'de gösterilen perdelemenin güce etkisi 

teorik olarak aşağıda verilmiştir. Dış bükey 

yüzey üzerinde herhangi bir kuvvet 

oluşmayacağından P + 

= Pnet olacaktır. 

Dolayısı ile 

P - P n*>-2 - 

ifadesi elde edilir. Burada 

{vV 2 

-2.V.V 2 

+ v 3 

) (5)


a) Perdeleme paremetreleri b) 90° için 

c) Cicin 

Şekil 2 Savonius rüzgar çarkında çark performansını 

arttırmak amacıyla kullanılan perdeleme 

S = (L. + L 2 + L).h 

L 2 = 

=î x.Sina 

L = d-- 

2 

(6) 

(7) 

(8) 

(9) 

L, Lı, L 2 ,d, e, t x,i- ı uzunluk, a ve P açılardır. 

Şekil 2'de de gösterilmiştir. Eğer 

£ ı = l 2 = £ ve oc=P=6 olarak kabul edilir ve 

bu değerler denklem (6)'da yerine yazılırsa S 

süpürme alanı şu şekilde elde edilebilir. 

S = (21.Sind 

Eğer; çark hızı 

e, 

~2 J 

(10) 

V 

= __ i se p =p + 

100 x netopt x netopt 

eşitliği gerçekleşir. Denklem (5)'de çark hızı 

ve S süpürme alanı değeri yerine yazılırsa net 

optimum güç değeri aşağıda verildiği gibi ifade 

edilebilir. 

_2_ 

Ti 


(il) 

159 

Perdeleme işlemi yapıldıktan sonra iç bükey 

yüzey üzerinde oluşan net güç kadar dış bükey 

kanadın iç bükey yüzeyinde de bir güç oluşur. 

Dış bükey kanadın iç bükey yüzeyinde oluşan 

güç de göz önüne alındığında perdeleme 

yapıldıktan sonra oluşan optimum net güç şu 

şekildedir. 

= -.p.{4.t.SM+2.d-e)h.c r V 3 

p 

perdeli _ 27 

' perdesiz 

. 

27 .p.(2.d-e)Jı.c t V3 

P 

perdeli (U.Sİlld + 2.d ~ e) 

perdesiz 

(2.d-e) 

(12) 

(14) 

Perde uygulanmamış Savonius rüzgar çarkıyla 

perdeli Savonius rüzgar çarkının net güçlerinde 

etkili olan parametreleri bulmak için; denklem 

(4) ile denklem (12) karşılaştırıldığında iki 

denklem arasındaki farkın sadece süpürme 

alanlarına bağlı olduğu denklem (14) den de 

görülebilir Buradan da uygulanacak perdenin 

perde uzunluğu arttıkça süpürme alanı ve 

dolayısıyla aynı boyuttaki çark için elde 

edilebilecek güç miktarının daha fazla olacağı 

görülmektedir. 

BULGULAR VE DEĞERLENDİRME 

Daha önce yapılan çalışmada dış bükey yüzeye 

gelen güç P =0 kabul edildiğinden çarkı 

perdeleme düşüncesi ile optimum güçte 

çalışma olanağının sağladığı koşulların 

örtüştüğü görülür [12-14]. Perdesiz ve perdeli 

Savonius rüzgar çarklarının güç 

performanslarının karşılaştırılması 

performansa hangi ölçüde iyileşme 

sağladığının bir göstergesi olacaktır. 

Perdeleme yapıldıktan sonra güçteki artış 

oranını bulmak ve perdesiz durumdaki çark ile 

karşılaştırma yapmak için farklı perde 

uzunluklarında ve açılarında, ayrıca farklı 

kanat çaplarında güç değerleri hesaplanmıştır.


Deda tarafından yapılan bu çalışmada perdesiz 

duruma göre perdeli durumdaki güç oranı; 

perdenin uzunluğuna ve yaptığı açıya göre 

arttığı halde, d kanat çapı ile ters orantılı 

olduğu yani azaldığı görülmüştür [12]. Bu 

yapılan çalışmanın sonucunda perdeli ve 

perdesiz Savonius rüzgar çarklarının güç 

ifadeleri karşılaştırılmış ve perdeli durumdaki 

Savonius rüzgar çarkı gücünün daha fazla 

olduğu teorik olarak saptanmış ve ayrıca güç 

ifadesinin artışının perde parametrelerine bağlı 

olduğu da görülmüştür [12-13]. 

Daha önce yapılan çalışmalarda sadece perdeli 

ve perdesiz Savonius rüzgar çarklarındaki güç 

artış oranları karşılaştırılmıştır [12-13]. Perdeli 

Savonius rüzgar çarkında çarkın hemen 

önünde perdeye ilk girişteki süpürme alanına 

göre çarkın hemen önündeki süpürme alanı çok 

daha küçüktür. Buna bağlı olarak çarkın 

önündeki hız artacak ve dolayısıyla çarkın 

gücü de hızın küpü ile orantılı olduğundan 

çarkın hemen önündeki hız dikkate alındığında 

perdeli Savonius rüzgar çarkının gücü 

yükselecektir. Aşağıda perdeli Savonius rüzgar 

çarkında, çarkın girişinde ve perdesiz Savonius 

rüzgar çarkında güç artış oranlarını veren ifade 

verilmiştir. 

p 

perdeligirş _ 27 

perdesiz 

27 .p.(2.d-e)Jı.c,.VL 

Burada VGIHŞ perdeli Savonius rüzgar çarkında 

çarkın hemen önündeki hız değeri, V RUzgar ise 

perdesiz Savonius rüzgar çarkına gelen rüzgar 

hızıdır. 

• perdesiz Rüzgar 

Q ı=V Ubgar.(L ı+L 2+L)Jı 

(17) 

(16) 

(18) 

Süreklilik ifadesinden denklem (17) ve 

denklem (18) eşitlenir ve buradan V Gi ri Ş hızı 

bulunabilir. 


160 

*Giriş —~ 

(19) 

Denklem (19) ifadesinde d yerine denklem 

(9)'dan eş değeri konursa girişteki rüzgar hızı 

şu şekilde bulunur. 

-v 

- 

i İL } 

+ 

(20) 

Lı ve L 2 > e olduğundan V Giriş > V Rüzg ar olur. 

Yani kullanılan perde sayesinde perde 

girişindeki rüzgar hızı ile çark girişindeki 

rüzgar hızı aynı değildir. Çark girişindeki 

rüzgar hızı daha fazladır. Bu rüzgar hızı güç 

denkleminde yerine yazılır ve perdesiz rüzgar 

çarkıyla perdeli rüzgar çarkının çarka girişteki 

iç bölümünde güç ifadeleri karşılaştırılırsa 

daha yüksek değerler elde edilebilir. Denklem 

(15) ifadesinde yer alan parametreler yerlerine 

yazılırsa güç oranı için denklem (21) elde 

edilir. 

• perdesiz 

(4i.Sin9 + 2.d-e) 4 

(16.d 4 

-8.d 3 

.e) 

(21) 

Denklem (21) den de görüleceği üzere perdesiz 

duruma göre perdeli Savonius rüzgar çarkının 

giriş kısmında elde edilebilecek güç oranı, 

perdenin uzunluğuna ve yaptığı açıya göre 

artarken, d kanat çapı ile ters orantılıdır. Buna 

göre perdeli ve perdesiz Savonius rüzgar 

çarklarında güç artış oranını tespit etmek için; 

farklı kanat çaplarında, perde uzunluklarında 

ve açılarda alınan değerler denklem (21) de 

yerlerine konulduğunda aşağıdaki sonuçlar 

elde edilebilir. 

Şekil 3'de kayma miktarı e=0.1 m 9 =30° ve 

1=0.5 m perde uzunluğunda güç artış oranının; 

hız artımı hesaba katılan çarkta, hız artımı 

dikkate alınmayan çarka göre daha yüksek 

değerler aldığı görülmektedir. Ayrıca güç artış 

oranının kanat çapının artan değerlerinde daha


düşük değerlerde olduğu da şekilden 

görülebilmektedir. 

L 

1 

I m 

dell/Pı 

S 

| 

i 

O 

Artı; 

Güç 

16 

14 

12 

10 

8 

6 

—•— H iz Artım ı Hesaba 

A Katıldı 

A —0— Hız Artımı Hesaba 

\ Katılmadı 

\ 0=30 

\ l=0.5m, e=0.1m 

4 

2 

0 

( ) 

^ ^ — » 

. _ . f f . , T n * 1_ , 

0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 

Kanat Çapı d (m) 

Şekil 3 6=30°için, 1=0.5 m perde uzunluğunda güç 

artış oranının kanat çapma göre değişimi. 

Şekil 4'de ise 0=45° iken hız artımının hesaba 

katıldığı değerlerde güç artış oranın yüksek 

değerlerde olduğu görülmektedir. 

g 

/Perdesiz 

deli 

o. 

II 

; Artış Oranı* 

a 

O 

35 

30 

25 

20 

15 

10 

0 

\ —#^Hız Artımı Hesaba 

\ Katıldı 

\ —s—Hız Artımı Hesaba 

\ Katılmadı 

\ O=45 

V l=0.5m,e=0.1m 

. . T . ...,..._.., ^ *—•_—•— n 

) 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 



artış oranının kanat çapına göre değişimi. 

Şekil 5'de de 6 =60° olduğunda 1=0.5 m perde 

uzunluğu için güç artış oranının, hız artımı 

hesaba katıldığında 6=30° ve 45°'ye göre daha 

yüksek olduğu görülmektedir. Buradan da 

perde açısının güç artış oranını etkileyen bir 

parametre olduğu görülmektedir. 


161 

g 

i 

1 s. 

=ıue O 

1 o 

3 

(9 

60 i 

50 

40 

30 

20 

10 

Hız Artımı Hesaba 

Katıldı 


Katılmadı 

O=60 

l=0.5m,e=0.1m 

0 - 

C0 

0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 




Şekil 6'da ise perde uzunluğu İm ye 

yükseltilerek, 8=30° olması halinde güç 

artışının kanat çapı ile değişimi ele alınmıştır. 

Şekilden de görüleceği üzere hız artımı 

dikkate alınan durum için, hız artımı dikkate 

alınmayan duruma göre perde uzunluğu 1 m 

olduğunda güç artış oranı yükselmektedir. 

1 o 

d/l 

ırdel 

E 

S 

O 

rtış 

< 

S 

o 

80 -, 

70 

60 

50 

40 

30 

20 

10 

0 


Katıldı 


Katılmadı 

0=30 

Mm, e=0.1m 

0 0,2 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 2 


Şekil 6 8=30°için, 1=1 m perde uzunluğunda güç 


Şekil 7'de 1=1 m perde uzunluğu için perde 

açısı 45° alınarak yapılan hesaplarda güç artış 

oranının, hız artımının göz önüne alındığı 

durumda daha yüksek olduğu görülmektedir.


250 

225 

200 

175 

150 

125 

glOO 

""" 75 

50 

25 

0 

Hız Artım Hesaba 

Katıldı 

Hız Artım Hesaba 

Kstılmsdı 

O45 

Mm, e=0.1m 

0 0,25 0,5 0,75 1 1,25 1,5 1,75 


Şekil 7 8=45°için, 1=1 m perde uzunluğunda güç 


Şekil 8 ve 9'da ise, perde 1=1.5 m uzunluğunda 

iken sırası ile 15 ve 30° için hız artımı hesaba 

katılan ve hesaba katılmayan durumlar için güç 

artış oranı çeşitli kanat çapı değerlerinde 

incelenmiştir. Burada perde giriş uzunluğu 

artığı için kanat çapının perde giriş uzunluğu 

ile orantılı olan değerleri ele alınmıştır. 

Şekillerden de görüldüğü gibi perde açısının 

yüksek değerinde, yani 6=30°için hız artımı 

hesaba katılan durumda, güç artış oranının 

yüksek değerlerde olduğu düşünülebilir. 

10 

_ 9 

l a 

!1 

I 3 

1 

o -I— 

o 

0,5 1 1,5 2 

Kanat Çapı d(m) 

— Hız Artımı Hesaba 

Katıldı 

— Hız Artımı Hesaba 

Katılmadı 

0=15 

1=1.5 m, e=0.1m 




2,5 

162 

g40 

I 35 

I 30 o 

I 25 

o 

| 20 

!L ıs 

o 10 

İV 

0,5 1 1,5 2 

Kanat çapı d (m) 

•— Hız Artımı Hesaba 

Katıldı 

•— Hız Artımı Hesaba 

Katılmadı 

0=30 

1=1.5 m , e=0.1m 



Şekil 10 ve 11'de ise perde uzunluğu 1=2 m 

için kanat çapının perde uzunluğunun artışı ile 

orantılı değerlerinde sırasıyla 15 ve 3CP perde 

açılarında, hız artımı hesaba katılan ve 

katılmayan perdeli savonius rüzgar çarklarının 

güç artış oranı incelenmiştir. Şekilden de 

görüleceği üzere kanat çapının düşük 

değerlerinde ve düşük perde açısında, hız 

artımı uygulanmış çarktan elde edilen güç artış 

oranı daha yüksektir. 

us 

1 o 

li/P 

9 

"E 

0. 

II 

ram 

O !P 

?Art 

:3 

O 

18 

16 

14 

12 

10 

8 

6 

4 

2 

0 

2,5 

—4—Hız Artımı Hesaba 

Katıldı 

—t— Hız Artımı Hesaba 

T Katılmadı 

\ O=15 

\ N2m,e=0.1m 

^^-^ 

1 r 1 r - - ı-— -ı 

0 0,5 1 1,5 2 2,5 3 

Kanat Çapı d(m) 

Şekil 10 9=15°için, l=2m perde uzunluğunda güç 

artış oranının kanat çapına göre değişimi.


g N 

esi 

"S 

£ 

•s 

Peri 

!L 40 

Ora 

rtış 

t 

O 

00 

80 

60 

20 

0 

,. 

) 0,5 

—•— Hız Artımı Hesaba 

Katıldı 

—•—Hız Artımı Hesaba 

^ Katılmadı 

\ O30 

\ l=2m,e=0.1m 

V \\,^^^^ 

1 1,5 2 2,5 3 


Şekil 11 6=30°için, l=2m perde uzunluğunda güç 

artış oranının kanat çapma göre değişimi. 

SONUÇLAR 

Dönen bir Savonius rüzgar çarkında akışkan; iç 

bükey kanat üzerinde türbülanslı bir yol izler 

ve dönel akışlar oluşur. Bu dönel akışlar 

Savonius rüzgar çarklarının performanslarını 

düşürür [15]. Savonius rüzgar çarklarında 

perdelemenin kullanılması ile rüzgar yönünde 

hareket eden iç bükey kanadın yüzeyi üzerinde 

oluşan dönel akışların oluşması engellenir ve 

böylece güç performansına etki eden bu olay 

azaltılarak güç performansı arttırılır. 

Savonius rüzgar çarkında perdelemenin bir 

başka etkisi şu şekilde açıklanabilir. Perdenin 

giriş uzunlukları değiştirilmek suretiyle hem 

süpürme alanı arttınlabilmekte ve hem de 

açıları değiştirilmek suretiyle rüzgarın çarka 

istenilen açıyla girmesi sağlanabilmektedir. 

Perdeli Savonius rüzgar çarkında, perde 

girişindeki rüzgar hızı, perdeye giren ve çark 

önüne gelen rüzgar hızından düşüktür. Çark 

önünde rüzgar hızının büyük olması sebebiyle 

çark girişinde elde edilen güç miktarı da daha 

büyüktür. Burada çarkın konstrüksiyonu 

yapılırken perde uzunluğunun artan 

değerlerinde çark çapının perde uzunluğuna 

uygun olması dikkate alınırsa, düşük rüzgar 

hızlarında perde yapılmasıyla birlikte hız 

artımı da hesaba katıldığında güç artış oranın 

yüksek değerlere ulaştığı görülmüştür. 


163 

Böylelikle çark girişinde perde giriş açılan ve 

perde uzunlukları değiştirilmek suretiyle 

Savonius rüzgar çarkından elde edilen güç 

miktarı yüksek değerlere ulaşması sağlanabilir. 

Burada perde girişinde ki süpürme alanının 

çark girişindeki süpürme alanına oranı 

(L,+L 2 +L).h 

olduğundan çark ve perde 

boyutlarında bu orana dikkat edildiğinde, hız 

artımı hesaba alınan perdeli savonius çarkında, 

düşük rüzgar hızlarında yüksek güç değerleri 

elde edilebilir. Ayrıca perdenin çıkış açıları ve 

uzunlukları değiştirilmek suretiyle de çark 

çıkışındaki akışa istenildiği gibi yön verilerek 

oluşabilecek türbülanslar azaltılarak yararlı 

enerji miktarı arttırılabilir. 

Perdelemenin bir başka üstünlüğü ise; 

Savonius rüzgar çarkına girişte kaçan bir kısım 

rüzgarın bu perde sayesinde yana doğru 

kaçması engellenerek ve akışı iç bükey 

kanada yönlendirmesiyle, iç bükey kanat 

üzerinden geçen akışın rüzgar yönüne ters 

yönde dönen dış bükey kanadın iç bükey 

yüzeyi üzerinde yeni bir kuvvet oluşumuyla bir 

moment meydana getirmesidir (Şekil 2). Bu 

sayede Savonius rüzgar çarkının verimi ve 

dolayısıyla performansı arttırılmış olur. 

SİMGELER 

P:Güç 

F: Kuvvet (N) 

v: Çarkın hızı (m/s) 

V: Rüzgarın hızı (m/s) 

p: Havanın yoğunluğu (kg/m) 

c: Direnç katsayısı 

d: Kanat çapı (m) 

h: Çark yüksekliği (m) 

e: Eksantrisite (m) 

KAYNAKLAR 

1. Varlık M., and Klug H., Windenergie 

in der Türkei, Dewi Magazin, 

Germany, NR.17 August 2000, 

2. Bach, Von G., Vutersuchungen Uber 

Savonius Rotoren und Vervante 

stromungsmaschinen, Forshung auf


dem Gebiete des Ingenienvesens, 

Vol.2(6), 218-231, Germany, 1931. 

(Translatedto English by G.T. Ward 

and available as publication T.41 of 

Brace Research Instute, Ste- Anne-de 

Bellevue, Quebec, Canada, 1964). 

3. Newman, B.G., Measurements on 

Savonius Rotor with Variable Gap 

Proceedings of the University of 

Sherbrook Conference on Wind 

Energy, Sherbrooke, Quebec, 116s, 

Canada, 1974. 

4. Khan, M.H., Model and Prototype 

Performance Characteristics of 

Savonius Rotor Windmill, Wind 

Engineering, Vol.2(2), 75-85, 1978. 

5. Sheldahl, R.E., Blackvvell, B.F. and 

Feltz, L.V., Wind Tunnel Performance 

Data for Two and Three Bucket 

Savoniu Rotors, Jounal of Energy, 

Vol.2(3),160-164, 1978. 

6. Sivasegaram, S., Concentration 

Augmentatipn of Power in a 

Savonius Type Wind Rotor, Wind 

Engineering, Vol.3(l), 52-61, 1979. 

7. Modi, V.J. and Fernando, M.S.U.K., 

on The Performance of the savonius 

Wind Türbine, Journal of solar 

Energy Engineering, Vol.lll, 71-81, 

1989. 

8. Ushiyama, I. And Nagai, H., Optimum 

Design Confıgurations and 

Performance of Savonius Rotors, 

Wind Engineering Vol. 12 (1), 59-75, 

1988. 

9. Wilson, R.E., Lissaman, P.B.S. andb 

Walker, S.N., Aerodynamic 

Performance of Wind Turbines, 

ERDA/ NSF/04014-76/1,111-164, 

1976. 

10. Van Düsen, E.S., and Kirchhoff, R. H., 

A Two Dimensional Vortex Sheet 

Model of a Savonius Rotor, Fluids 

Engineering in Advanced Energy 

Systems, ASME, 15-31, 1979. 

11. Öztürk .H.K.,Savonius Tipi Rüzgar 

Çarkı Tasarımı, K.T.Ü, Yüksek Lisans 

Proje, Trabzon, 1989. 


164 

12. Deda B., Rüzgar Enerjisi Savonius 

Rüzgar Çarklarının Performanslarının 

Arttırılması, PAÜ, Yüksek Lisans 

Tezi, Denizli, 2000. 

13. Deda B., Öztürk H.K., ve Atılgan M., 

Savonius Rüzgar Çarklarının 

Performanslarının İncelenmesi, III. 

Ulusal Temiz Enerji Sempozyumu, 

İstanbul, Cilt I, 15-17 Kasım 2000. 

14. Deda B., Öztürk H.K., ve Atılgan M., 

Savonius Tipi Rüzgar Çarklarının 

Performanslarının İncelenmesi, Bilim 

Günleri ,Yayın No-221, Denizli, 5-7 

Mayıs 1999. 

15. Fujisawa N. and Shirai H., 

Experimental Investigation on the 

Unsteady Flow Field Around A 

Savonius Rotor at the Maximum 

PowerPerformance,Wind Engineering, 

Vol.ll(4),195-206, Tokyo, 1987.


ÖZET 

TÜRKİYE'DE RÜZGAR ENERJİSİNİN KULLANIM DURUMU VE 

BİR TÜRBİN TASARIM ÖRNEĞİ 

Dünyamızda enerji ihtiyacı her yıl yaklaşık 

olarak % 4-5 oranında artmaktadır. Buna 

karşılık bu ihtiyacı karşılayan fosil yakıt 

rezervi ise daha hızlı bir şekilde azalmaktadır. 

Ayrıca fosil yakıtların çevre üzerindeki 

olumsuz etkilerinin giderek artması, başta 

gelişmiş ülkeler olmak üzere birçok ülkeyi 

yenilenebilir enerji kaynaklarını kullanmaya 

sevk etmiştir. 

Ülkemiz yenilenebilir enerji kaynakları 

bakımından oldukça şanslı ülkelerden birisidir. 

Yenilenebilir enerji kaynaklarının en 

önemlilerinden olan rüzgar enerjisi, güneş 

enerjisi, jeotermal enerji ve biomas enerjisi 

açısından ülkemiz büyük potansiyellere ve çok 

büyük ölçekte olmasa da uygulama alanlarına 

sahiptir. Bu zenginliği boşa harcama lüksüne 

sahip olmayan yurdumuz için, tükenmeyen 

kaynaklar olan rüzgar ve güneş enerjisi 

önümüzdeki yılların ana enerji kaynağı olmaya 

adaydır. 

Bu çalışmada Türkiye'de bugüne kadar 

yapılmış olan rüzgar ölçümleri 

özetlenmektedir. Bu veriler ışığında en verimli 

olarak rüzgar enerjisinden faydalanılabilcek 

bölgeler belirlenmiştir. Halihazırda kurulu 

bulunan tesisler ve yapılması gerek proje 

gerekse de inşaa aşamasında olan tesisler bir 

tablo halinde verilmiştir. 

Rüzgar enerjisi potansiyelinin yüksek olduğu 

Ege bölgemizde yapılan örnek bir sistem 

tasarımına ait bilgiler verilmiştir. Çanakkale 

için tasarlanan bu sisteme ait türbin 

hesaplamaları açıklanmıştır. 

ABSTRACT 

World energy consumption has been 

increasing every year at % 4-5 percent. Fossil 


İrfan GÜNEY Şafak SAĞLAM 

Marmara Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Göztepe-İstanbul 

iguney@marun.edu.tr ssaglam@marun.edu.tr 

oriented conventional energy resources have 

been increasing against this. Fossil energy 

resources have been creating environmental 

problems. For that reason developing countries 

have started using renevvable energy resource. 

Turkey is one of the lucky world for renewable 

energy sources. Wind energy, solar energy, 

geothermal and biomass energy are 

considerable energy resources that have 

important potential and usage area in our 

country. This unexhausted energy sources 

especially wind and solar energy are majör 

sources for Turkey in next years. 

in this study wind speed measurements which 

are doing in Turkey are summarized. The areas 

where the most productive for wind energy 

transformation are determined. The wind 

energy plants vvhich are working and planning 

given in table. 

A system design information are given in Ege 

region that has important wind energy 

potential. Wind türbine design calculation is 

explained for Çanakkale. 

GİRİŞ 

Türkiye coğrafi konumu ve hüküm süren iklim 

koşulları itibarı ile rüzgar enerjisi kaynakları 

bakımından, teorik olarak elektrik enerjisinin 

tamamını karşılayabilecek seviyededir. 

Ülkemiz toplamı 8000 km'yi bulan ve bunun 

büyük bir kısmının rüzgar enerjisi 

kullanılabilecek durumda bulunan sahil 

şeridine sahiptir. Türkiye, Avrupa'da rüzgar 

enerjisi potansiyeli en zengin ülkeler arasında 

yer almaktadır. Türkiye'nin teorik olarak 

hesaplanan potansiyeli 83.000 MW'dır. Bu, 

Türkiye'nin bir an önce kullanmaya 

başlanması gereken önemli bir rüzgar enerjisi 

165


potansiyeli olduğunu göstermektedir. Fakat 

rüzgar enerjisinin mevcut olan enerji sistemine 

girişini sağlayabilmek için gerekli teknik ve 

ekonomik fizibilite çalışmaları yapılmalıdır. 

Çünkü bu enerji kullanılmadığı her zaman 

dilimi için aynı zamanda kayıp olan enerji 

anlamına gelmektedir. 

Türkiye'nin Asya ve Avrupa kıtalarında 

bulunan topraklan üzerinde seçilen 20 

meteorolojik istasyon çevresinde Türkiye 

Rüzgar Atlası çalışmaları Dr. Tanay Sıdkı 

Uyarında aralarında bulunduğu bir ekip 

tarafından 1989 yılında tamamlanmıştır. Bu 

çalışma, meteoroloji istasyonlarında toplanan 

verilerin rüzgar enerjisinden yararlanmak 

amacıyla yapılacak çalışmalarda 

kullanılabilecek düzeyde yeterli olmadığını 

kanıtlamıştırfl]. 

TÜRKİYEDE YAPILAN ÇALIŞMALAR 

Türkiye Rüzgar Enerjisi Birliği, TÜREB'in 

kuruluşundan sonra yatırımcılar, 

akademisyenler, imalatçılar ve diğerleri 

Türkiye'de rüzgar enerjisi gelişimini 

desteklemek üzere bir araya geldiler. Bu 

yıllarda ETKB (T.C. Enerji ve Tabii Kaynaklar 

Bakanlığı )'nin Türkiye'de rüzgar enerjisi 

kullanımına ilişkin elinde bulunan veriler 

ışığında belirlediği politikası pek iyimser 

değildi. Resmi açıklamalar Türkiye'de rüzgar 

enerjisi gelişimini sınırlı olarak 

göstermekteydi. 

Bu tarihten sonra yapılan çalışmalar, Türkiye 

Rüzgar Enerjisi Birliği'nin çabaları ve ETKB 

ile Elektrik İsleri Etüd İdaresinin (E.İ.E.İ) 

TÜREB çalışmalarına katılımı sonrası 

Türkiye'deki rüzgar enerjisi dikkate alınmaya 

başlanmıştır. 

Türkiye'de rüzgar enerjisinin gelişiminin 

önündeki sorunları belirlemek üzere İber Otel, 

Sarıgerme, Park Ortaca'da Kocaeli 

Üniversitesi Yeni ve Yenilenebilir Enerji 

Kaynaklan ve Teknolojileri Araştırma Birimi 

tarafından üç adet 'Uluslararası Rüzgar 

Enerjisi Atölye Çalışması' düzenlenmiştir. Bu 

atölye çalışmalarına katılanların ilişkilerini 

daha sonrada sürdürmeleri sonucu Türkiye'de 


rüzgar enerjisi kullanımı çalışmalan 

yaygınlaşmıştır. 

Bugüne kadar ETKB tarafından 

değerlendirilen 39 adet Rüzgar Çiftliği projesi 

bulunmaktadır. Bu projelerin toplam kapasitesi 

bin 370 ilâ bin 440 MW'dir. Bu 39 projenin, 

215 MW'lik kapasiteye sahip 8 tanesinin 

yatırımcılarla yapılan görüşmeleri 

sonuçlandırılmıştır. 

ETKB'nin 9 Eylül 1999'da açtığı YİD( Yap 

işlet devret ) Modeli ile 'Rüzgar Güç 

Santrallan Yaptırılması' konusundaki resmi 

ihale, gündemdeki toplam proje sayısını 55'e 

çıkartmıştır. Böylece Türkiye'de gerçekleşme 

aşamasına girmiş rüzgar güç santrallerinin 

toplam kurulu gücü bin 700 MW'a ulaşmıştır. 

Rüzgardan üretilen elektriğe, kirletici atıklar 

olmadan üretilecek elektriğin çevresel 

yararlarını yansıtan, hakça bir bedel ödenmesi 

ve iyi organize olmuş bir kurumsal alt yapı ve 

rüzgar enerjisinin planlama yönetmeliklerinin 

hazırlanması durumunda, Türkiye'de rüzgar 

enerjisi kurulu gücünün gelişiminde kolayca 

Tablo l'deki hedeflere ulaşabileceklerdi^ 1 ]- 

Tablo 1 Türkiye Öngörülen Hedefler (YEKAB) 

Yıl 

2000 

2003 

2005 

2010 

2020 

Kurulu Kapasite 

400 MVV 

1400 MVV 

5000 MW 

10000 MVV 

20000 MVV 

Kaynak: UYAR,T.S., 'Türkiye Enerji Sektöründe Karar 

Verme ve Rüzgar Entegrasyonu' 

Rüzgar enerjisinin geliştirilmesine gereken 

önem verilerek pazar yaratıldığında Türkiye 

endüstrisi rüzgar gücü santrallerinin imalatına 

kolayca adapte olabilecektir. Yeni kurulan 

rüzgar çiftliklerinin kuleleri yerel olarak imal 

edilmeye başlanmıştır. 

Tablo 2'de ETKB'nin gelecek yıllar için 

öngördüğü kurulu güç kapasitesi içinde rüzgar 

enerjisi kullanımıyla oluşturulabilecek üretim 

kapasitesi paylan verilmiştir. 

166


Tablo 2, ETKB'nin Elektrik Kapasitesi Öngörümü (YEKAB) 

Yıl 

2000 

2010 

2020 

Kurulu Kapasite 

(MW) 

30.000 

65.000 

110.000 

Toplam Kapasitede 

Rüzgar Payı ( % ) 

1,33 

15,38 

18,18 

Kaynak: UYAR.T.S., 'Türkiye Enerji Sektöründe Karar 

Verme ve Rüzgar Entegrasyonu 

Türkiye 2020 yılında kurmayı hedeflediği 

toplam elektrik enerjisi üretim kapasitesinin 

yüzde 18'i kadar rüzgar güç santral 

kapasitesini mevcut altyapıda radikal 

değişiklikler yapmadan tesis edebilecektir. Bu 

hedefe ulaşılabilmesi için 

-Türkiye'de rüzgar gücü tesisi için uzun vadeli 

hedefler konmalıdır. 

-Halen yenilenebilir enerji kaynaklan ve 

enerjinin etkin kullanımını cezalandıran 

kömür, akaryakıt ve doğal gaza sağlanan 

teşvikler ve sübvansiyonlar kaldırılmalıdır. 

- Enerji sektörüne ilişkin kararlar alınırken 

fosil ve nükleer güç santrallerinin neden 

olduğu toplumsal maliyetler ekonomik 

fizibilite çalışmalarında hesaba katılmalıdır[l]. 

Türkiye rüzgar santrali projelerinin son 

durumu 1999 yılı itibarı ile Tablo 3'te 

verilmiştir[2]. 

ÜLKEMİZDE ELEKTRİK ENERJİSİ 

ÜRETİMİ İÇİN TÜRBİN TASARIMI ÖRNEĞİ 

Türkiye'nin rüzgar potansiyelini 

değerlendirerek elektrik enerjisi üretilmesi 

amacı ile yapılan örnek uygulamalardan 

biriside Çanakkale tasarım örneğidir. 

Çanakkale'nin rüzgar potansiyelinin yüksek 

olması nedeni ile pilot bölge olarak seçilmiştir. 

Aşağıda verilen elektriksel ihtiyaç gücünü 

karşılayacak makine adedi hesaplanmıştır. 

Y er : ÇANAKKALE 

Elektrik Tüketimi : 16.699.509 kWh 

Ortalama Rüzgar Hızı : 5,3. m/s'dir.(Tablo 4) 

Çanakkale'nin rüzgar hızı-frekans eğrisi 

incelenerek olursa, 14 m/s'lik hızlara sahip 

rüzgarların, toplam yıllık enerjiye katkıları 

oldukça düşüktür. Bu nedenle sistemimizin 

kesim hızım Vk =14 m/s olarak tasarlamamız 

gereklidir. 


Sistemimizin dizayn hızını, 6,5 m/s olarak 

seçersek, makinanın rüzgar hızına göre çıkış 

gücü belirlenecektir. Yani sistemimiz, 3.45 

m/s'lik başlama hızında dönmeye başlayacak 

ve 6,5 ila 14 m/s'lik arasında tasarım gücü olan 

33,6 kW'ı sağlayacak şekilde dizayn 

edilecektir. 15 m/s'den büyük hızlarda ise güç 

üretimi yapılmayacaktır. (Tablo 5) 

Tasarım gücü, 6,5 m/s' de 33,6 kW olan böyle 

bir sistemden Üretilecek yıllık enerji miktarı: 

YKWH = 33,6 . 8760 = 294, 336 kWh 

olarak hesaplanır. Buradan da bu sistemin 

Çanakkalede kurulması durumunda kaç adet 

makinaya ihtiyacımız olduğunu 

hesaplayabiliriz. 

Makine Adedi= 16699509 / 294336 = 56,736 

Yaklaşık 57 adet rüzgar türbini kullanmamız 

gereklidir. 

Bu makinalarm Çanakkale'nin rüzgar tarlası 

oluşturulmasına müsaait bölgelerinde 

konumlandırılmaları ile ihtiyaç duyulan güç 

teorik olarak üretilebilecektir[4]. 

SONUÇ 

Rüzgar enerjisi son derece çevreci bir 

enerji kaynağıdır. Yapılan çalışmalar 

sonucunda, konvansiyonel üretim 

kapasitesinin yenilenebilir enerjiye 

değiştirileceği her %1'lik miktar 

sonucunda toplam CO2 emisyonunda % 

0,03'lük bir azalma olacağı 

belirlenmiştir[5]. 

Türkiye sahip olduğu rüzgar enerjisi 

potansiyeli açısından oldukça önemli bir 

yerdedir. Yıllık ortalama rüzgar hızı 10 m 

yükseklikte 2,54 m/s ve rüzgar gücünün 24 

W/m 2 olduğu belirlenmiştir. Alansal olarak 

Türkiye'nin % 88,5'inde yıılık ortalama 

rüzgar gücü yoğunluğunun 40 W/m 2 

düzeyinin üzerine çıkmakta % 0,8'inde 

100 W/m 2 'yi aşmaktadır. 

167


Tablo 3 Türkiye Rüzgar Santrali Projeleri 

İŞLETMEDE OLAN RÜZGAR SANTRALI 

PROJENİN ADI KARAKTERİSTİK FİRMA 

ÇEŞME ALAÇATI RÜZGAR SANT 7,2 MW 

ARES A.Ş. 

YERİ 

İZMİR ÇEŞME ALAÇATI 

SÖZLEŞME TASLAĞI ÜZERİNDE MUTAKABAT SAĞLANIP, DPT GÖRÜŞÜ BEKLENEN RÜZGAR PROJELERİ 

PROJENİN ADI 

KOCADAĞ RÜZGAR SANTRALI 

ÇANAKKALE RÜZGAR SANTRALI 

BOZCAADA RÜZGAR SANTRALI 

KARAKTERİSTİK 

50,4 MW 

30 MW 

10,2 MW 

FİRMA 

AS MAKİNSAN 

AS MAKİNSAN 

DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 

SÖZLEŞME GÖRÜŞMELERİ AŞAMASINDA OLAN RÜZGAR PROJELERİ 

PROJENİN ADI 

MAZIDAĞI RÜZGAR SANTRALI 

PROJENİN ADI 

DATÇA RÜZGAR SANTRALI 

DATÇA RÜZGAR SANTRALI 

YALIKAVAK RÜZGAR SANTRALI 

İNTEPE RÜZGAR SANTRALI 

İNTEPE RÜZGAR SANTRALI 

AKHİSAR RÜZGAR SANTRALI 

AKHİSAR RÜZGAR SANTRALI 

BANDIRMA RÜZGAR SANTRALI 

BEYOBA RÜZGAR SANTRALI 

£EŞME RÜZGAR SANTRALI 

KARABURUN RÜZGAR SANTRALI 

PROJENİN ADI 

GÖKÇEADA RÜZGAR SANTRALI 

PROJENİN ADI 

KOCADAĞ RÜZGAR SANTRALI 

YAYLAKÖY RÜZGAR SANTRALI 

LAPSEKİ RÜZGAR SANTRALI 

ŞENKÖY RÜZGAR SANTRALI 

HACIÖMERLİ RÜZGAR SANTRALI 

BELEN RÜZGAR SANTRALI 


39 MW 

FİRMA 


FİZİBİLİTE RAPORU DEĞERLENDİRİLEN RÜZGAR PROJELERİ 


28,8 MW 

12,5 MW 

7,92 MW 

30 MW 

13,2 MW 

12 MW 

30 MW 

15 MW 

7,92 MW 

12 MW 

22,5 MW 

FİRMA 


ATLANTİS TİCARET 


INTERVVIND LTD. 

ŞANTAJ A.Ş. 

AK-EN ENERJİ 




PROKON 


REVİZE FİZİBİİTE RAPORU BEKLENEN RÜZGAR PROJESİ 


1,62 MW 

FİRMA 

SIMELKO 

FİZİBİLİTE RAPORU BEKLENEN RÜZGAR PROJESİ 


43,5 MW 

15 MW 

15 MW 

12 MW 

45 MW 

20-30 MW 

FİRMA 

MAGE 

MAGE 


AKFIRAT A.Ş. 


TEKNİK TİCARET 

FİZİBİLİTE RAPORU BEKLENEN RÜZGAR PROJELERİ 

PROJENİN ADI KARAKTERİSTİK FİRMA 

KAPIDAĞ RÜZGAR SANTRALI 20-35 MW AS-MAKİNSAN 

KARABİGA RÜZGAR SANTRALI 15-50 M W AS-MAKİNSAN 

KUMKALE RÜZGAR SANTRALI 12,6 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 

MAZIDAĞI-2 RÜZGAR SANTRALI 90 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 

MAZIDAĞI-3 RÜZGAR SANTRALI 39,6 MW DEMİRER HOLDİNG A.Ş. 

YELLİCE BELEN RÜZGAR SANT. 70-100 MW AS-MAKİNSAN 

Kaynak: Avrupa Rüzgar Enerjisi Birliği Türkiye Şubesi Bülteni, Ankara 1999 

Makina Mühendisleri Odası 1 £ o 

YERİ 

İZMİR ÇEŞME KOCADAĞ 

ÇANAKKALE 

ÇANAKKALE 

YERİ 

İZMİR ÇEŞME ALAÇATI 

YERİ 

MUĞLA/DATÇA 

MUĞLA/DATÇA 

MUĞLA/DATÇA 

ÇANAKKALE İNTEPE 

ÇANAKKALE İNTEPE 

MANİSA AKHİSAR 


BALIKESİR BANDIRMA 


İZMİR ÇEŞME 

İZMİR KARABURUN 

YERİ 

ÇANAKKALE GÖKÇEADA 

YERİ 

İZMİR ÇEŞME KOCADAĞ 

İZMİR KARABURUN 

ÇANAKKALE LAPSEKİ 

HATAY ŞENKÖY 

İZMİR HACIÖMERLİ 

HATAY BELEN 

YERİ 

BALIKESİR ERDEK 

ÇANAKKALE KARABİGA 

ÇANAKKALE KUMKALE 

İZMİR/ÇEŞME 

İZMİR/ÇEŞME 

KARABURUN YELLİCE

Yenilenebilir Enerji Kaynakları Sempozyumu ve Sergis 12-13 Ekim 2001 Kayseri 

Tablo 4. Çanakkale'nin Aylık Ortalama Rüzgar Hızlan (m/s) 

YIL 

1991 

1992 

1993 

1994 

1995 

1996 

0 

7,9 

A 

A 

4,2 

8,4 

8,1 

ş 

7,4 

A 

A 

5,7 

6,1 

7,5 

M 

5,1 

4,9 

A 

6 

6,3 

5,9 

N 

4,9 

4,8 

A 

4,5 

4,7 

M 

4,6 

4,6 

3,9 

4,4 

5,8 

Kaynak: Rüzgar Enerjisi, http://www.yenenerkay.cjb.net 

Tablo 5. Rüzgar Türbini Özellikleri 

Rüzgar Türbini 

Güç 

Voltaj 

Kanat Sayısı 

Kanat Çapı 

Başlangıç Hızı 

Optimal Hız 

Maksimum Hız 

Ayak Yüksekliği 

S 

CS-40 

40 kW 

380 V 3 Faz 50 Hz 

3 

21 m 

3,2 m/s 

14 m/s 

34 m/s 

40-60 m 

Kavnak: http://www.windrehall.com 

CTr 40 Rıgpd Tiııbıu 

ı.4 :. 7 4 0

tmmob makina mühendisleri odası - Erim SEVER

You also want an ePaper? Increase the reach of your titles

Delete template?

Save as template?