Bu araştırma, elektrikli araçlarda indüksiyon motorunu besleyen üç fazlı altı anahtarlı invertörün bir güç anahtarı veya invertör bacağı arızalandığında sürüşü tamamen durdurmak yerine dört anahtarlı çalışma biçimine yeniden yapılandırılmasını inceliyor. Önerilen arızada çalışmayı sürdürme (Fault-Ride-Through, FRT) yaklaşımında arızalı invertör bacağı devre dışı bırakılıyor, ilgili motor fazı bölünmüş DC bara orta noktasına bir MOSFET sıkıştırma koluyla bağlanıyor ve vektör kontrolü (Vector Control, VC) ile darbe genişlik modülasyonu (Pulse-Width Modulation, PWM) yeni dört anahtarlı yapıya uyarlanıyor. MATLAB/POWERSIM tabanlı dinamik simülasyonlarda yöntem; yük momenti değişimleri, hız değişimleri, arıza geçişi, düşük hızlı çalışma ve tam hız terslemesi altında motorun çalışmasını sürdürmesini sağlıyor. Sağlıklı 6-SI durumda toplam harmonik bozulma (THD) %1,3 ve moment dalgalanması %0,5 iken arıza sonrası 4-SI durumda bu değerler sırasıyla %4,2 ve %2,4'e çıkıyor; buna karşın hızın kararlı durum hatası yaklaşık %0,4 düzeyinde tutuluyor. Çalışmanın en önemli sınırı, bu sonuçların fiziksel araç veya donanım prototipi üzerinde değil simülasyon ortamında elde edilmiş olmasıdır.

Çalışmanın temel mühendislik yaklaşımı, arıza toleransını ikinci bir invertör, yedek faz veya tamamen ayrı bir güç elektroniği zinciri ekleyerek değil, mevcut kontrol yapısını ve sınırlı sayıda sıkıştırma elemanını yeniden kullanarak sağlamaktır. Böylece arıza meydana geldiğinde tam performanslı altı anahtarlı çalışma yerine daha kısıtlı fakat işlevsel dört anahtarlı bir yedek çalışma modu hedeflenmektedir.

Türkiye açısından anlamı: Bu araştırma Türkiye'de gerçekleştirilmiş bir araç testi değildir ve sonuçları Türkiye'deki elektrikli araçlara doğrudan saha performansı olarak aktarılamaz. Bununla birlikte düşük ve orta güçlü elektrikli araç sürücülerinde maliyet, güç elektroniği karmaşıklığı ve arıza sonrası hareket kabiliyeti gibi mühendislik problemleri Türkiye'deki araç, hafif ticari araç, mikro mobilite ve elektrikli tahrik geliştirme çalışmaları açısından da anlamlıdır. Gerçek uygulama için kullanılan motor ve invertörün elektriksel parametreleri, batarya gerilimi, termal tasarım, yarı iletken elemanlar, EMC koşulları, güvenlik gereksinimleri ve gerçek sürüş çevrimleri altında yerel donanım doğrulaması gerekir.

Araştırmanın temel problemi nedir?

Elektrikli araç tahrik sisteminde bataryadan gelen doğru akım enerjisini motorun ihtiyaç duyduğu kontrollü üç fazlı gerilim ve akıma dönüştüren invertör kritik bir bileşendir. Çalışmanın ele aldığı problem, klasik üç fazlı altı anahtarlı invertördeki bir anahtarın veya bir invertör bacağının açık devre biçiminde arızalanması durumunda motor faz akımlarının bozulması, elektromanyetik momentte dalgalanma oluşması ve sürüş sisteminin çalışmayı tamamen kaybetme riskidir.

Geleneksel arıza toleranslı çözümlerde ilave invertör bacakları, yedek sürücüler, ek fazlar veya başka donanımsal yedekleme elemanları kullanılabilmektedir. Araştırmacıların hedeflediği boşluk ise arıza sonrasında motoru çalışır durumda tutarken bu donanımsal yedekliliği ve beraberindeki maliyet, hacim ve karmaşıklığı azaltmaktır.

Altı anahtarlı invertör nasıl dört anahtarlı sisteme dönüşüyor?

Normal durumda üç fazlı sincap kafesli indüksiyon motoru klasik iki seviyeli altı anahtarlı gerilim kaynaklı invertörle (6-SI) beslenmektedir. DC bağlantı iki seri kondansatöre bölünerek sanal bir orta nokta oluşturulmuştur. Ayrıca üç invertör bacağının orta noktaları ile DC-link orta noktası arasında T1, T2 ve T3 olarak tanımlanan MOSFET sıkıştırma kolları bulunmaktadır.

Herhangi bir fazda açık anahtar arızası belirlendiğinde o fazın üst ve alt anahtarlarının kapı sinyalleri kesiliyor. Ardından ilgili T1, T2 veya T3 MOSFET'i etkinleştirilerek arızalı faz terminali DC-link'in sanal nötr noktasına bağlanıyor. Böylece arızalı invertör bacağı bağımsız olarak anahtarlanamasa da motor faz akımı için bir akım yolu korunuyor ve sistem dört anahtarlı invertör (4-SI) çalışma biçimine geçiyor.

Bu yapı kaynak çalışmanın Şekil 1 ve Tablo 2'sinde gösterilen mimariyi özetlemektedir. Arızalı fazın kontrol esnekliği kaybolduğu için dört anahtarlı yapı altı anahtarlı yapıyla tamamen eşdeğer değildir; kullanılabilir gerilim vektörü uzayı daralır ve kontrol algoritmasının buna göre değiştirilmesi gerekir.

Hangi arızalar modellenmiştir?

Araştırmada üç ana arıza sınıfı ele alınmaktadır. Birincisi, IGBT veya MOSFET güç anahtarlarından birinin akım iletemediği açık devre anahtar arızasıdır. İkincisi, yarı iletken sağlam olsa bile onu kontrol eden sürücü devresinin komutu uygulayamadığı gate-drive arızasıdır. Araştırmacılar bu durumu elektriksel davranışı benzer olduğu gerekçesiyle açık anahtar arızası olarak modellemiştir. Üçüncü grup ise invertör bacağındaki iki anahtardan yalnız birinin düzgün çalışmadığı kısmi invertör bacağı arızalarıdır; bunlar çalışmada muhafazakâr biçimde tam açık devre arızası olarak temsil edilmektedir.

Bu modelleme tercihi önemlidir: sonuçlar bütün olası güç elektroniği arıza biçimlerinin ayrı ayrı fiziksel olarak doğrulandığı anlamına gelmez. Özellikle kısa devre arızalarının davranışı bu çalışmada gösterilen açık devre senaryosuyla aynı kabul edilemez.

Arıza nasıl algılanıyor?

Önerilen Fault Detection Unit (FDU) ek bir bağımsız sensör ağı kurmak yerine kontrol sisteminde zaten bulunan sinyalleri kullanıyor. Algılama mantığı üç göstergenin birlikte değerlendirilmesine dayanıyor:

1. Gate sinyali etkinliği: PWM komutu verilmesine rağmen bir anahtarın sürekli kapalı görünmesi olası anahtar veya gate-driver arızasına işaret ediyor.
2. Faz akımının izlenmesi: Bir fazda birkaç anahtarlama çevrimi boyunca sıfıra yakın akım görülmesi açık devre olasılığını artırıyor.
3. PWM komutu ile akım cevabının karşılaştırılması: Sürme komutu bulunduğu hâlde ilgili akım yolu oluşmuyorsa arıza mantığı tetikleniyor.

Gürültü veya tekil ölçüm sıçramalarının yanlış arıza alarmı üretmesini azaltmak için arıza koşulunun tipik olarak 3–5 ardışık anahtarlama çevrimi boyunca sürmesi isteniyor. Algılama sonrasında arızalı bacağın iki anahtarı da devre dışı bırakılıyor, ilgili sıkıştırma MOSFET'i etkinleştiriliyor ve kontrol sistemi 6-SI modundan uyarlanmış 4-SI vektör kontrolü ve PWM düzenine geçiriliyor.

Vektör kontrolü neden yeniden düzenleniyor?

Vektör kontrolü, üç fazlı stator akımlarını önce sabit αβ koordinatlarına, ardından rotor akısıyla birlikte dönen dq referans sistemine dönüştürür. Böylece akı üretiminden sorumlu doğrudan eksen akımı ile moment üretiminden sorumlu karesel eksen akımı büyük ölçüde birbirinden ayrılarak kontrol edilebilir.

Sağlıklı altı anahtarlı durumda Clarke dönüşümünün kaynakta verilen biçimi şöyledir:

\[ \begin{bmatrix} i_{\alpha}\\ i_{\beta} \end{bmatrix} = \frac{2}{3} \begin{bmatrix} 1 & -\frac{1}{2} & -\frac{1}{2}\\ 0 & \frac{\sqrt{3}}{2} & -\frac{\sqrt{3}}{2} \end{bmatrix} \begin{bmatrix} i_a\\ i_b\\ i_c \end{bmatrix} \]

Burada \(i_a\), \(i_b\) ve \(i_c\) üç motor fazının stator akımlarıdır. Park dönüşümü ise sabit αβ bileşenlerini elektriksel açı \(\theta\) kullanarak dönen dq koordinatlarına taşır:

\[ \begin{bmatrix} i_{ds}\\ i_{qs} \end{bmatrix} = \begin{bmatrix} \cos\theta & \sin\theta\\ -\sin\theta & \cos\theta \end{bmatrix} \begin{bmatrix} i_{\alpha}\\ i_{\beta} \end{bmatrix} \]

Akım PI denetleyicileri dq eksenlerindeki referans ve gerçek akım arasındaki hatadan gerilim komutlarını oluşturur:

\[ v^{*}_{ds} = K_{pi}(i^{*}_{ds}-i_{ds}) + K_{ii}\int(i^{*}_{ds}-i_{ds})dt \] \[ v^{*}_{qs} = K_{pi}(i^{*}_{qs}-i_{qs}) + K_{ii}\int(i^{*}_{qs}-i_{qs})dt \]

Dış hız çevriminde rotorun istenen açısal hızı ile ölçülen hızı arasındaki hata

\[ e_{\omega}=\omega^{*}_{r}-\omega_r \]

olarak tanımlanmakta ve moment referansı PI denetleyiciyle üretilmektedir:

\[ T^{*}_{e} = K_{ps}e_{\omega} + K_{is}\int e_{\omega}dt \]

Kayma açısal frekansı kaynakta

\[ \omega_{sl}=\frac{\eta i_{qs}}{i_{ds}} \]

şeklinde verilir ve rotor akısı açısının belirlenmesinde rotor hızıyla birlikte kullanılır. Doğrudan eksen akım referansı ise hedef rotor akısıyla mıknatıslanma endüktansı arasındaki ilişkiye bağlanır:

\[ i^{*}_{ds}=\frac{\psi_{dr}}{L_m} \]

Burada \(L_m\) mıknatıslanma endüktansı, \(\psi_{dr}\) rotor d-ekseni akı bağlanımıdır. Araştırmanın kontrol mantığında d ekseni esas olarak akı kontrolünü, q ekseni ise moment üretimini temsil eden kontrol yapısını oluşturur.

Dört anahtarlı durumda matematiksel değişiklik nedir?

Arızalı fazın bağımsız anahtarlanamadığı 4-SI durumunda üçüncü faz akımı akım toplamından çıkarılır:

\[ i_c=-(i_a+i_b) \]

Bu yaklaşım iki ölçülen faz akımından üçüncü akımın türetilmesini sağlar. Kontrolün temel dq modeli korunurken PWM stratejisi kalan iki aktif invertör bacağına göre yeniden oluşturulur. Arızalı faz DC-link orta noktasına sıkıştırılır ve pasif dönüş yolu görevi görür.

Çalışmanın önerdiği yeniden düzenlenmiş PWM'nin üç temel amacı moment dalgalanmasını sınırlamak, ortalama gerilim büyüklüğünü korumak ve bölünmüş DC-link kondansatörlerindeki gerilim dengesizliğini azaltmaktır. Ancak dört anahtarlı yapıdaki kullanılabilir gerilim vektörlerinin sayısı altı anahtarlı yapıya göre daha azdır; dolayısıyla arıza sonrası çalışma tam performansın eksiksiz korunması değil, kabul edilebilir performansla hareketin sürdürülmesi olarak değerlendirilmelidir.

Şekiller ve simülasyon grafikleri ne gösteriyor?

Kaynak çalışmanın Şekil 1'i batarya, bölünmüş DC-link, S1–S6 anahtarları, T1–T3 sıkıştırma elemanları, üç fazlı indüksiyon motoru ve arıza tolerans algoritması arasındaki elektriksel bağlantıyı gösteriyor. Şekil 2, sağlıklı çalışmadan arıza algılamaya ve FRT yeniden yapılandırmasına giden karar akışını özetliyor. Şekil 3 ve 4 sırasıyla dq akım PI çevrimlerini ve dış hız kontrol çevrimini; Şekil 5 ise akım, hız, kayma, koordinat dönüşümleri ve gerilim ayırıcı bloklarının bütünleşik kontrol mimarisini gösteriyor.

Şekil 6 ve 7 sağlıklı 6-SI çalışmada yük momenti ve hız referansı değişimlerini; Şekil 8 ise yaklaşık 1,5 saniyede oluşturulan Faz A açık anahtar arızası sırasında 6-SI'dan 4-SI'a geçişte üç faz akımlarını, motor momentini ve motor hızını gösteriyor. Arıza anında akımlarda ve momentte kısa süreli geçici rejim görülmesine rağmen hız grafiğinde büyük bir çökme oluşmuyor.

Arıza sonrasındaki Şekil 9–12, dört anahtarlı çalışma altında yük momenti basamaklarını, motor hızındaki büyük değişimleri, 300 rad/s'den −200 rad/s'ye tam hız terslemesini ve düşük hızlı çalışmayı içeriyor. Bu grafikler, yöntemin yalnız tek bir sabit çalışma noktasında değil farklı dinamik komutlar altında simüle edildiğini gösteriyor. Bununla birlikte bunların tümü sayısal model çıktısıdır; fiziksel motor-invertör deneyinin yerine geçmez.

Çalışmanın desteklediği sonuçlar

• Simülasyon modelinde bir invertör bacağı arızalandığında altı anahtarlı yapı dört anahtarlı yapıya yeniden düzenlenebilmektedir.
• Uyarlanmış VC ve PWM kullanıldığında motor arıza sonrasında tamamen durmadan çalışmayı sürdürebilmektedir.
• Simülasyonlarda hız kontrolü arıza sonrası yaklaşık %0,4 kararlı durum hatasıyla sürdürülebilmiştir.
• Arıza sonrası çalışma THD ve moment dalgalanmasında artış pahasına devam etmektedir.
• Kontrol yöntemi yük momenti değişimi, hız değişimi, hız terslemesi ve düşük hızlı çalışma senaryolarında simüle edilmiştir.
• ±%10 stator direnci ve endüktans değişimlerinde modelin hız değişiminin %2'nin altında kaldığı raporlanmıştır.

Çalışmanın desteklemediği veya henüz kanıtlamadığı sonuçlar

• Gerçek bir elektrikli araçta aynı performansın sağlanacağı deneysel olarak gösterilmemiştir.
• Otomotiv sınıfı bir inverter üzerinde uzun süreli dayanıklılık veya ömür testi yapılmamıştır.
• Gerçek yol, sıcaklık, titreşim, elektromanyetik girişim ve gürültülü sensör ortamlarında arıza algılama güvenilirliği doğrulanmamıştır.
• Çalışma bütün güç elektroniği arıza türlerini ayrı ayrı fiziksel olarak doğrulamamaktadır.
• Raporlanan yaklaşık %5–7 verim kaybı, gerçek araç enerji tüketimi veya menzil kaybı olarak doğrudan yorumlanamaz.
• Simülasyon sonuçları otomotiv güvenlik sertifikasyonu veya seri üretime hazır sistem kanıtı değildir.

Çalışmanın Yöntemi ve Bulguları

Simülasyon sistemi ve temel parametreler

Araştırmada orta güç sınıfı elektrikli araç uygulamalarını temsil etmek üzere 30 kW üç fazlı sincap kafesli indüksiyon motoru modellenmiştir. Motor iki seviyeli gerilim kaynaklı invertör tarafından sürülmekte ve arıza halinde dört anahtarlı topolojiye geçebilmektedir. Kaynakta kullanılan başlıca elektriksel ve kontrol parametreleri aşağıdadır.

Sağlıklı 6-SI çalışma için hız PI kazançları \(K_{ps}=1,7\) ve \(K_{is}=20,34\); akım PI kazançları \(K_{pi}=4,78\) ve \(K_{ii}=221,7\) olarak verilmiştir. Dört anahtarlı çalışma için hız kazançları \(K_{ps}=12,67\), \(K_{is}=103,92\); akım kazançları ise \(K_{pi}=23,89\), \(K_{ii}=874,64\) olarak raporlanmıştır. Bu farklı kazançlar, arıza sonrasında değişen elektriksel topolojinin aynı kontrol ayarlarıyla bırakılmadığını göstermektedir.

Sağlıklı 6-SI çalışma

İlk senaryoda sistem sağlıklı altı anahtarlı invertörle çalıştırılmıştır. Referans motor hızı 300 rad/s olarak belirlenmiş ve yük momenti önce 0 N·m'den 80 N·m'ye, ardından 20 N·m'ye değiştirilmiştir. Ayrı hız testinde referans 300 rad/s'den 100 rad/s'ye düşürülmüş, daha sonra 200 rad/s'ye çıkarılmıştır.

Kaynakta sağlıklı durum için yaklaşık %0 aşım, 0,05 s yükselme süresi, 0,08 s yerleşme süresi ve %0 kararlı durum hatası raporlanmaktadır. Tablo 6'da aynı sağlıklı durumun THD değeri %1,3, moment dalgalanması %0,5 ve son hızı 300 rad/s olarak verilmektedir.

Arıza anı ve 6-SI → 4-SI geçişi

Arıza geçiş testinde t = 1,5 s anında Faz A'nın alt anahtarına kalıcı açık anahtar arızası uygulanmıştır. Arıza algılama sistemi ilgili bacağı devre dışı bırakmakta ve DC-link orta noktasına sıkıştırma yolunu etkinleştirerek kontrolü dört anahtarlı moda geçirmektedir.

Metinde tek arızaya ilişkin algılama ve yeniden yapılandırma işleminin 5 ms'den kısa tamamlandığı belirtilmektedir. Ayrı olarak çift anahtar arıza senaryolarında birleşik algılama ve yeniden yapılandırma süresinin yaklaşık 6 ms olduğu, akım çevriminin yaklaşık 30–50 ms, hız çevriminin ise 150–220 ms içinde yerleştiği raporlanmaktadır. Bu sürelerin farklı test kapsamlarına ait olduğu dikkate alınmalıdır.

Arıza geçişi için yaklaşık %0,8 aşım, 0,06 s yükselme süresi, 0,18 s yerleşme süresi ve %0,4 kararlı durum hız hatası verilmiştir. Tablo 6'ya göre geçiş anında THD %3,1, moment dalgalanması %1,9 ve son hız 298,8 rad/s düzeyindedir.

Arıza sonrası dört anahtarlı çalışma

Yeniden yapılandırmadan sonra motor yalnız iki aktif invertör bacağı ve DC-link orta noktasına sıkıştırılmış üçüncü faz ile çalıştırılmıştır. Çalışmada üç temel dinamik deney bulunmaktadır: yük momenti değişimleri, hız değişimleri ve tam hız terslemesi.

Yük testi sırasında moment 1,2 s'de 40 N·m'den 100 N·m'ye çıkarılmış ve 1,6 s'de 60 N·m'ye düşürülmüştür. Hız testinde referans 1 s'de 100 rad/s'den 300 rad/s'ye yükseltilmiş, 2,5 s'de 50 rad/s'ye düşürülmüştür. Tersleme testinde ise 2,5 s anında referans 300 rad/s'den −200 rad/s'ye çevrilmiştir. Ayrıca ayrı bir düşük hızlı çalışma testi de gerçekleştirilmiştir.

Arıza sonrası dört anahtarlı çalışma için yaklaşık %1 aşım, 0,08 s yükselme süresi, 0,22 s yerleşme süresi ve %0,4 kararlı durum hatası raporlanmıştır.

Tablodaki hız cevap metrikleri kaynak çalışmanın Tablo 4'ünde yaklaşık değerler olarak verilmiştir. En belirgin değişim, sağlıklı durumda 0,08 s olan yerleşme süresinin arıza geçişinde 0,18 s'ye ve arıza sonrası dört anahtarlı durumda 0,22 s'ye çıkmasıdır.

Harmonik bozulma, moment dalgalanması ve hız

Arıza toleransının bedeli, elektriksel ve mekanik dalgalanmaların artmasıdır. Kaynak çalışmanın Tablo 6'sı üç çalışma durumunu şu şekilde karşılaştırmaktadır:

THD sağlıklı durumdaki %1,3'ten arıza sonrası %4,2'ye çıkmaktadır; aradaki fark 2,9 yüzde puandır. Moment dalgalanması da %0,5'ten %2,4'e yükselmektedir. Buna rağmen dört anahtarlı modda raporlanan son hız 301,2 rad/s'dir ve hız kontrol hatası yaklaşık %0,4 düzeyindedir.

Kaynak metninin başka bir bölümünde bu 301,2 değeri “rpm” birimiyle yazılmıştır. Ancak referans hızın 300 rad/s olması, simülasyon grafiklerinin rad/s kullanması ve Tablo 6'nın açıkça 301,2 rad/s vermesi nedeniyle kaynak içerisinde bir birim tutarsızlığı bulunmaktadır. Buradaki tablo, çalışmanın Tablo 6'sındaki birimi aynen esas almaktadır.

Önceki 4-SI kontrol yöntemiyle karşılaştırma

Araştırmacılar önerilen dört anahtarlı kontrolü kaynak [25]'teki yöntemle de karşılaştırmıştır. Önerilen sistem için %1,0 aşım, 0,08 s yükselme süresi, 0,22 s yerleşme süresi ve %0,4 kararlı durum hatası; karşılaştırılan yöntem için sırasıyla %3,0, 0,11 s, 0,21 s ve %0,58 raporlanmıştır.

Önerilen yöntem aşım, yükselme süresi ve kararlı durum hatasında daha düşük değerler verirken yerleşme süresi 0,22 s ile karşılaştırılan yöntemin 0,21 s değerinden çok az daha uzundur. Bu nedenle tablo bütünü “her metrikte daha hızlı” biçiminde yorumlanmamalıdır.

Parametre değişimine dayanıklılık ve verim bedeli

PI tabanlı kontrolün parametre hassasiyetini değerlendirmek üzere stator direnci \(R_s\) ve stator endüktansı \(L_s\) ±%10 değiştirilmiştir. Kaynakta bu değişim altında motor hızındaki sapmanın %2'nin altında kaldığı ve sistemin kararlı çalışmasını sürdürdüğü bildirilmektedir.

Öte yandan dört anahtarlı topolojinin asimetrik gerilim vektörleri ve akım yolları daha yüksek bakır kayıpları ve yerel termal yük oluşturabilmektedir. Araştırmacılar sağlıklı 6-SI durumuna kıyasla toplam verim bozulmasını yaklaşık %5–7 olarak raporlamaktadır. Ayrıca geçici tepe akımının yaklaşık 1,15 p.u. düzeyinde kaldığı belirtilmektedir. Bu değerler simülasyon ve çalışmanın model varsayımları kapsamında değerlendirilmelidir; fiziksel yarı iletken sıcaklığı veya gerçek araç enerji tüketiminin doğrudan ölçümü değildir.

Bilimsel sınırlılıklar

• Doğrulama MATLAB/POWERSIM tabanlı simülasyonla sınırlıdır.
• Gerçek invertör, motor veya araç üzerinde deneysel doğrulama sunulmamıştır.
• Hardware-in-the-loop testi bu çalışmanın mevcut sonuçlarının parçası değildir.
• Gerçek araç ortamındaki ölçüm gürültüsünün arıza algılamaya etkisi tam olarak değerlendirilmemiştir.
• Dört anahtarlı çalışma gerilim vektörü seçeneklerini azaltmakta ve verim/termal performans açısından bir bedel oluşturmaktadır.
• Kısmi invertör bacağı ve gate-driver arızaları basitleştirilerek açık devre arızası olarak modellenmiştir.
• Uzun dönem güvenilirlik ve yarı iletken termal ömrü deneysel olarak ölçülmemiştir.

Kaynak ve Yöntem Notu

Tam özgün çalışma adı: A Low-Cost Fault-Ride-Through Strategy for Electric Vehicle Inverters Using Four-Switch Topology

Yazarlar: Fawzan Salem; Immanuel Kelekwang; Muzi Siphilangani Ndlangamandla; Ehab H. E. Bayoumi.

Yazar sırası: Kaynak çalışmadaki sıralama aynen korunmuştur.

Eş katkı/eş birinci yazar: Kaynakta eş birinci yazarlık veya eş katkı işareti belirtilmemiştir.

Sorumlu yazar: Ehab H. E. Bayoumi.

Kurumlar:

1. Department of Power Electronics and Energy Conversion, Electronics Research Institute, Cairo, Egypt.
2. Department of Electrical Engineering, Faculty of Engineering and Technology, University of Botswana, Gaborone, Botswana.
3. Institute of Energy and Environmental Technology (IEET), Jomo Kenyatta University of Agriculture and Technology, Nairobi, Kenya.
4. Department of Mechanical Engineering, Mechatronics and Robotics Section, Faculty of Engineering, The British University in Egypt, El Sherouk City, Cairo, Egypt.

Dergi: Vehicles.

Yayınevi: MDPI, Basel, Switzerland.

Cilt / sayı / makale numarası: 7 / 4 / 137.

DOI: 10.3390/vehicles7040137

Gönderim tarihi: 9 Kasım 2025.

Revizyon tarihi: 20 Kasım 2025.

Kabul tarihi: 24 Kasım 2025.

Yayın tarihi: 26 Kasım 2025.

Kaynak türü: Hakemli araştırma makalesi; yöntemsel olarak ağırlıklı biçimde modelleme ve dinamik simülasyon çalışmasıdır.

Resmî yayın bağlantısı:https://www.mdpi.com/2624-8921/7/4/137

DOI bağlantısı:https://doi.org/10.3390/vehicles7040137

Lisans: Creative Commons Attribution 4.0 International (CC BY 4.0). Çalışma açık erişimlidir.

Finansman: Araştırmacılar çalışmanın dış finansman almadığını bildirmiştir.

Veri erişilebilirliği: Araştırmanın özgün katkılarının makale içinde bulunduğu ve ek soruların sorumlu yazarlara yöneltilebileceği belirtilmiştir.

Çıkar çatışması: Yazarlar çıkar çatışması bulunmadığını beyan etmiştir.

Yazar katkıları: Kavramsallaştırma E.H.E.B.; yöntem F.S. ve E.H.E.B.; yazılım I.K. ve M.S.N.; doğrulama F.S., M.S.N. ve E.H.E.B.; biçimsel analiz I.K. ve E.H.E.B.; araştırma F.S. ve E.H.E.B.; kaynaklar F.S., I.K. ve M.S.N.; veri düzenleme F.S.; ilk taslak F.S., I.K. ve M.S.N.; inceleme ve düzenleme F.S. ve E.H.E.B.; gözetim ve proje yönetimi E.H.E.B. olarak bildirilmiştir.

Bilimsel kapsam notu: Bu makaledeki bilimsel açıklamalar ve sayısal bulgular yalnız incelenen çalışmaya dayanmaktadır. Dış kaynaklar bilimsel bulgu eklemek amacıyla kullanılmamış; yalnız yayın kimliği, hakemlik yapısı ve resmî yayın kaydının bibliyografik doğrulanmasında kullanılmıştır.

Doğrulama sınırı: Çalışmanın temel sonuçları simülasyona dayalıdır. Fiziksel araç, gerçek güç dönüştürücüsü veya motor prototipi üzerinde deneysel doğrulama sunulmamıştır. Yazarlar gelecek çalışma olarak hardware-in-the-loop doğrulamasını ve geliştirilmekte olan 3 kW prototip üzerinde deneysel çalışmayı belirtmektedir. Bu nedenle sonuçlar doğrudan seri üretim elektrikli araç performansı, otomotiv güvenlik sertifikasyonu veya gerçek yol güvenilirliği kanıtı olarak yorumlanmamalıdır.

Kaynak içindeki editoryal ve teknik tutarsızlıklar

• FRT sıkıştırma elemanları sistem açıklaması ve topoloji boyunca MOSFET olarak tanımlanırken arıza geçişini anlatan bir bölümde ilgili eleman için “thyristor” ifadesi kullanılmıştır. Makalede devre mimarisinde sürekli kullanılan T1–T3 MOSFET tanımı esas alınmıştır; kaynak içindeki terminoloji farkı sessizce yok sayılmamıştır.
• Arıza sonrası hız bir metin bölümünde yaklaşık 301,2 rpm olarak yazılırken Tablo 6, grafikler ve 300 rad/s referans hız bağlamı aynı değeri 301,2 rad/s olarak göstermektedir. Verianla tablosunda kaynak Tablo 6'nın açık birimi olan rad/s kullanılmıştır.
• Dört anahtarlı çalışma yük momenti testinin metin açıklamasında Şekil 8'e atıf yapılırken ilgili yük momenti grafiği kaynakta Şekil 9 olarak numaralandırılmıştır.
• Kaynağın bazı denklem ve nomenklatür bölümlerinde büyük P ve küçük p sembollerinin motor gücü ile kutup çifti sayısı için kullanımında tutarsızlık görülmektedir. Burada kaynak Tablo 3'teki motor gücü P = 30 kW ve kutup çifti sayısı p = 2 gösterimi korunmuştur.

Görsel/veri notu: Makaledeki Verianla Live bileşenleri kaynak çalışmanın yöntem sırası ve sayısal tablolarından oluşturulmuştur. Kaynakta bulunmayan ara veri noktası, süre, deney aşaması veya mekanizma eklenmemiştir. Live tabloları bilimsel kaynak-of-truth'tur; grafik ve süreç görünümü site düzeyindeki Verianla Live v0.2 motoru tarafından tarayıcıda oluşturulur.