Bu araştırma, üç pistonlu radyal bir mekanizmayı elektrik motorlarındaki üç fazlı çalışma prensibine benzer biçimde faz kaydırılmış sinüzoidal hava basınçlarıyla sürerek sürekli dönebilen ve açısal olarak konumlandırılabilen bir pnömatik aktüatör geliştirmektedir. Araştırmacılar piston kinematiği ve tork üretimini analitik olarak modellemiş, CoppeliaSim ortamında mekanik davranışı sınamış ve standart endüstriyel silindirler, üç oransal basınç regülatörü, PLC ve enkoder kullanarak fiziksel prototip üretmiştir. Yüksüz deneylerde sabit sürtünme feedforward'u uygulanan açık çevrim kontrol yaklaşık ±3° konumlandırma doğruluğu, PD kapalı çevrim kontrol ise ±0,3° doğruluk sağlamıştır. Açık çevrim konumlandırma süresi ortalama yaklaşık 0,2 saniyenin altında kalırken PD kontrolünde ortalama yaklaşık 0,81 saniyeye çıkmıştır. Bulgular umut verici olmakla birlikte prototip harici yük altında test edilmediği için verilen konumlandırma doğrulukları gerçek yük taşıyan endüstriyel uygulamalara doğrudan aktarılamaz.

Önerilen yapının temel farkı, üç pnömatik silindiri birbirinden bağımsız doğrusal aktüatörler gibi sürmek yerine, basınçlarını 120° faz kaydırılmış bir bütün olarak yönetmesidir. Her şaft açısı için üç silindire uygulanacak basınçların benzersiz bir kombinasyonu hesaplanıyor. Böylece basınç dağılımı, üç fazlı elektrik motorundaki dönen alanın pnömatik bir karşılığı gibi davranarak krank milini istenen açısal konuma yönlendiriyor.

Son teknik prototip yaklaşık 94 mm çapında ve 110 mm derinliğinde kompakt bir yapıya sahip. Kaynak modelinde ortalama teorik toplam tork 1,4 N·m, teorik tork dalgalanması ise %0,51 olarak hesaplanıyor. Konumlandırmanın tekrarlanabilirliği kontrol modlarının genelinde ortalama 0,5°'nin altında bildiriliyor. Açık çevrim kullanımda konumlandırıcı ile kontrol sistemi arasında yalnız üç pnömatik hat bırakılabilmesi, cihaz tarafında elektromanyetik bileşen bulunmayan uygulamalara yönelik özel bir avantaj olarak tartışılıyor.

Türkiye açısından çalışma; makine otomasyonu, pnömatik mekatronik, özel robotik düzenekler ve elektromanyetik alan kullanımının istenmediği özel çalışma ortamları için araştırılabilecek alternatif bir aktüatör mimarisi sunuyor. Bununla birlikte Türkiye'deki herhangi bir endüstriyel uygulamaya geçmeden önce değişken yük altında konum doğruluğu, uzun dönem mekanik dayanım, gerçek yük-tork eğrisi, hava tüketimi, basınç kayıpları, çevrim ömrü ve emniyet davranışının ayrıca doğrulanması gerekir. Kaynaktaki yüksüz prototip sonuçları seri üretime hazır bir pnömatik servo motor performansı olarak yorumlanmamalıdır.

Araştırmanın çözmeye çalıştığı problem nedir?

Pnömatik sistemler yüksek güç yoğunluğu, yapısal basitlik ve bazı özel ortamlardaki güvenlik avantajları nedeniyle sanayi otomasyonunda yaygın biçimde kullanılıyor. Ancak pnömatik döner aktüatörlerin büyük bölümü sürekli dönüş için hava motoru ya da sınırlı açı hareketi için rack-and-pinion ve kanat tipi yarı döner aktüatör biçiminde çalışıyor. Araştırmacıların hedeflediği boşluk, pnömatik teknolojiyle tam tur veya çok turlu açısal konumlandırma ile düşük hızda düzgün tork üretimini aynı mekanizmada birleştirmek.

Çalışmanın önerdiği çözüm, üç silindirli radyal motor geometrisini üç fazlı elektrik motorunun faz komütasyonu düşüncesiyle birleştiriyor. Silindirler krank ekseni çevresinde \(2\pi/3\), yani 120° açısal aralıklarla yerleştiriliyor. Her silindirdeki basınç ayrı bir oransal regülatör tarafından yönetiliyor ve basınç komutları birbirinden 120° faz kaydırılmış sinüs fonksiyonlarıyla oluşturuluyor.

Üç fazlı basınç alanı nasıl oluşturuluyor?

Regülatörlerin çalışma aralığı kaynak prototipte 0–6 bar olduğundan, sinüs dalgasının negatif basınç üretmemesi için ilk olarak orta basınç ofseti tanımlanıyor:

\[ P_{of}= \frac{P_{max}-P_{min}}{2} = \frac{6-0}{2} = 3\;\text{bar} \]

İlk teorik gösterimde üç basınç 120° faz farkıyla şu biçimde oluşturuluyor:

\[ \begin{cases} P_1=3(\sin\omega+1)\\ P_2=3\left(\sin\left(\omega+\frac{2\pi}{3}\right)+1\right)\\ P_3=3\left(\sin\left(\omega+\frac{4\pi}{3}\right)+1\right) \end{cases}, \qquad \omega\in[0,2\pi) \]

Burada \(\omega\) hedef şaft açısıdır. Basınçların her biri 0 ile 6 bar arasında değişirken üç eğri birbirinden 120° kaydırılmıştır. Çalışmanın Şekil 3'ündeki basınç grafiğinde bir silindir yüksek basınca yaklaşırken diğerlerinin farklı fazlarda basınç ürettiği ve bu örüntünün 360° boyunca kesintisiz tekrarlandığı görülüyor.

Fiziksel sıfır konumunda birinci silindirin üst ölü noktada bulunması istendiğinden faz alanı ayrıca kaydırılıyor:

\[ \phi_1=\omega-\frac{\pi}{2}, \qquad \phi_2=\omega-\frac{7\pi}{6}, \qquad \phi_3=\omega-\frac{11\pi}{6} \]

ve silindir basınçları:

\[ P_i=3(\sin\phi_i+1), \qquad i\in[1,3] \]

olarak hesaplanıyor. İdeal varsayımlar altında her hedef açı farklı bir üçlü basınç kombinasyonu ürettiğinden, araştırmacılar bu ilişkiyi açık çevrim mutlak açısal konumlandırmanın temeli olarak kullanıyor.

Basınç nasıl şafta tork üretiyor?

Piston basıncı piston üzerinde doğrusal kuvvet üretirken biyel–krank mekanizması bu kuvveti şafta torka dönüştürüyor. Tek pistonun teorik tork katkısı kaynakta:

\[ T(\phi)=F_p(\phi)\,r\,\sin\theta \]

şeklinde veriliyor. Burada \(F_p\) piston basıncından doğan kuvvet, \(r\) krank yarıçapı ve \(\theta\) krank ile biyel arasındaki açıdır.

Slider–crank geometrisi kullanılarak:

\[ \sin\theta= \frac{\sin\phi} {\sqrt{1-\left(\frac{r}{l}\cos\phi\right)^2}} \]

ilişkisi kuruluyor. Buna göre her silindirin tork katkısı:

\[ T_i(\phi_i) = F_{pi}(\phi_i)\,r \frac{\sin\phi_i} {\sqrt{1-\left(\frac{r}{l}\cos\phi_i\right)^2}} \]

ve toplam şaft torku:

\[ T_{total}(\omega) = \sum_{i=1}^{3}T_i(\phi_i) \]

olarak hesaplanıyor.

Üç silindir nedeniyle toplam tork dalgalanması her tam turda üç kez tekrar ediyor:

\[ T\left(\omega+\frac{2\pi}{3}\right)=T(\omega) \]

Kaynağın tork dalgalanması ölçütü ise:

\[ T_{pp}=T_{max}-T_{min} \]

\[ T_{ripple} = \frac{T_{pp}}{\overline{T}_{total}}\times100 \]

biçiminde tanımlanıyor. Mekanizma geometrisi uygun seçildiğinde üç pistonun tork katkılarının birbirini tamamlaması sayesinde şaft üzerindeki toplam torkun neredeyse sabit kalması hedefleniyor.

Kaynakta krank–biyel oranıyla ilgili neden dikkatli olunmalı?

Çalışmada düşük tork dalgalanması için oran birkaç yerde \(r/l\) olarak yazılıyor ve 7,1 veya 10 gibi değerlerle ifade ediliyor. Ancak aynı çalışmada \(r=7\) mm ve \(l=50\) mm ya da \(l=70\) mm geometrileri verildiğinden doğrudan hesaplanan \(r/l\) sırasıyla 0,14 ve 0,10'dur. Bu nedenle metindeki oran adı ile kullanılan sayısal oran arasında görünür bir terslik vardır. Verianla metni bu ifadeyi otomatik olarak \(l/r\) biçiminde düzeltmemektedir; tasarım hesabında kullanılacaksa özgün çalışma ve yazarlar üzerinden doğrulanması gerekir.

Kaynağın kendi sayısal simülasyonunda 7,1 olarak adlandırılan uzun biyel konfigürasyonu yaklaşık %1 tork dalgalanması üretirken, son prototip geometrisi için teorik dalgalanma %0,51 olarak raporlanıyor.

Sürtünme neden açık çevrim hatasına yol açıyor?

İdeal basınç–açı eşleşmesi gerçek silindirlerde kuru sürtünme ve hareketli parçaların ataleti nedeniyle doğrudan gerçekleşmiyor. Araştırmacılar her silindir için hareketli kütleyi yaklaşık 120 g, tahmini atalet kuvvetini 1,3 N ve deneysel ortalama kuru piston sürtünmesini yaklaşık 7 N olarak değerlendiriyor.

Basitleştirilmiş etkin piston kuvveti:

\[ F_{eff}(\phi) = F_p(\phi)-(F_f+F_i) \]

olarak yazılıyor. Burada \(F_f\) kuru sürtünme kuvvetini, \(F_i\) ise atalet katkısını temsil ediyor. Bu direnç şaftın komut edilen açının gerisinde kalmasına neden olduğundan ikinci kontrol modu sabit bir feedforward basıncıyla sürtünmeyi telafi ediyor.

Feedforward sürtünme telafisi nasıl çalışıyor?

Önce hedef açı \(\omega\) ile mevcut şaft açısı \(\omega_c\) arasından hareket yönü belirleniyor:

\[ D=\operatorname{sgn}(\omega-\omega_c) \]

Pistonun hareket yönü krank fazıyla birlikte değerlendirilerek:

\[ s_t= \operatorname{sgn}(\sin\omega_c)\,D \]

işareti oluşturuluyor. Ardından basınç:

\[ P_i = 3(\sin\phi_i+1) + s_t P_{ff} \]

\[ P_{ff} = \frac{F_f+F_i} {A_{pist}-A_{rod}} \]

biçiminde düzeltiliyor. Böylece piston basıncı hareket yönüne göre artırılıyor veya azaltılıyor. Kullanılan 20 mm piston çapı ve 10 mm piston kolu için prototipte hesaplanan sabit feedforward basınç farkı 0,64 bar.

Bu çözümün temel sınırı, telafinin sabit direnç varsayımına dayanmasıdır. Yük torku değişirse sabit feedforward değeri de artık gerçek toplam direnci tam temsil etmeyebilir.

Kapalı çevrim PD kontrol neyi değiştiriyor?

Üçüncü modda şaft enkoderi geri beslemeye dahil ediliyor. PD kontrolörü hedef açı ile ölçülen açı arasındaki en kısa dairesel farkı kullanıyor. Türev terimi doğrudan hata türevinden değil ölçülen açısal hareketten hesaplanarak derivative kick etkisi azaltılmaya çalışılıyor.

Kaynakta ayrık kontrolün ana yapısı şu şekilde veriliyor:

\[ e[k]=\omega_{sp}[k]-\omega_m[k] \]

\[ \dot{\omega}_m[k] = \frac{\omega_m[k]-\omega_m[k-1]} {T_s} \]

\[ u[k] = K_p e[k] - K_d\dot{\omega}_m[k] \]

ve komut açısı hız sınırı uygulanarak kademeli biçimde güncelleniyor. Bütün açılar 0–\(2\pi\) aralığına sarılıyor; hata ise en kısa yönü seçmek amacıyla \((-\pi,\pi]\) aralığında tutuluyor.

Prototipte PD katsayıları manuel olarak \(K_p=0,1\) ve \(K_d=0,01\) seçilmiş. Örnekleme süresi 0,01 s, komut açısal hız sınırı ise \(\pi\) rad/s. Kontrolörde ±0,3° ölü bölge bulunuyor.

Son prototip neden üç değil altı silindir kullanıyor?

Ana çalışma prensibi üç faza karşılık gelen üç pnömatik eksendir; ancak gerçek mekanik prototipte her faz için iki karşılıklı silindir kullanılarak toplam üç silindir çifti oluşturulmuştur. Bunun nedeni, tek silindirin piston koluna krank geometrisinden gelen yanal kuvvetlerin piston kolunu eğerek silindir kapağında sürtünme kilitlenmesine yol açabilmesidir.

Çalışmanın Şekil 7'sindeki 3B model ve prototip fotoğrafı, silindirlerin merkez mil etrafında karşılıklı yerleşimini açık biçimde gösteriyor. İkinci silindir seti yanal kuvvetleri dengelemek, biyel bağlantısını iki piston kolu arasına almak ve aynı zamanda toplam kuvvet/tork kapasitesini artırmak amacıyla kullanılmıştır.

Kullanılan silindirlerin piston çapı 20 mm, piston kolu çapı 10 mm ve nominal stroku 15 mm. Mekanik emniyet payı nedeniyle 14 mm efektif strok kullanılıyor. Son düzenekte krank yarıçapı 7 mm ve biyel uzunluğu 70 mm. Kaynak hesabında tek silindir için maksimum itme kuvveti 135 N, toplam ortalama teorik tork ise 1,4 N·m olarak veriliyor.

Hangi parçalar 3B yazıcıyla üretildi?

Çıkış milleri ve rulmanlar dışındaki birçok prototip mekanik elemanı, krank mili bağlantı parçaları dahil olmak üzere 3B baskıyla üretilmiştir. Kaynakta malzeme genel amaçlı PLA; nozzle çapı 0,4 mm, katman yüksekliği 0,2 mm, duvar sayısı 4 ve dolgu oranı %30 olarak veriliyor.

Bu üretim yöntemi prototiplemeyi kolaylaştırmış olsa da deneysel sınırın da ana nedenidir: araştırmacılar yüksek dış yük uygulandığında 3B baskılı krank mili elemanlarının sökülme veya hasar görme riski nedeniyle şaftı yüksek torkla yükleyememiştir.

Fonksiyonel simülasyon ne gösterdi?

Prototip üretilmeden önce mekanizma CoppeliaSim v4.10 içinde modellenmiştir. Kullanıcı simülasyon arayüzünden hedef şaft açısını ve direnç sönüm torkunu değiştirebiliyor. Kaynakta 0,1 N·m sabit direnç torku altında açık çevrim mutlak konumlandırmada yaklaşık 1,2° şaft gecikmesi gözlendiği bildiriliyor.

Bu simülasyon sonucu, gerçek mekanizmada sürtünmeye karşı sabit feedforward düzeltmesi kullanılması fikrini destekleyen tasarım aşaması kanıtıdır; gerçek yük altında deneysel tork doğrulaması değildir.

Deney düzeneği hangi donanımdan oluşuyor?

• Silindirler: SMC CQSB20-15DM.
• Oransal basınç regülatörleri: FESTO VEAB-L-26-D9-Q4-V1-1R1.
• PLC: Siemens S7-1214C.
• Analog modüller: Siemens SM1231 ve SM1232.
• Enkoder: 400 CPR, 24 V DC, artımlı quadrature enkoder.
• Hava beslemesi: 6 bar filtrelenmiş hava, 110 L/dk.

Enkoder 4× A/B sayım modunda kullanıldığından bir tam turda 1600 count elde ediliyor. Bu değer teorik olarak 0,225° şaft açısı çözünürlüğüne karşılık geliyor. Basınç regülatörlerinin geri beslemeleri PLC'ye alınmış ve üç regülatörün 0,06–6 bar aralığında birbirine çok benzer basınç takibi yaptığı gözlenmiş.

Deney düzeneğinin Şekil 9'daki şeması; bilgisayardan gelen set noktasının PLC'ye aktarılmasını, PLC'nin üç analog çıkış üzerinden üç regülatörü sürmesini, basınç hatlarının silindir çiftlerine bağlanmasını ve enkoderin şaft açısını PLC'ye geri bildirmesini gösteriyor.

Konumlandırma testleri nasıl gerçekleştirildi?

Şaft için 120°, 90°, 60°, 30° ve 10° aralıklı hedef açı dizileri oluşturuldu. Her açı seti hem saat yönünde (CW) hem saat yönünün tersinde (CCW) uygulandı. Hedef açı komutları Python 3.12 betiğinden PLC Modbus kayıtlarına gönderildi; ölçülen enkoder açısı başka bir Python betiğiyle 100 Hz hızında kaydedildi.

Üç kontrol modu karşılaştırıldı:

1. Doğrudan açık çevrim: yalnız teorik sinüzoidal basınçlar.
2. Sabit feedforward'lu açık çevrim: teorik basınçlara yön bağımlı 0,64 bar sürtünme telafisi.
3. PD kapalı çevrim: enkoder geri beslemeli açı kontrolü.

Doğrudan ve feedforward açık çevrim deneylerinde her açı seti için üç çalışma, PD modunda ise sonuçların yüksek tutarlılığı nedeniyle iki çalışma kaydedilerek grafiklerde ortalamaları kullanılmıştır.

Doğrudan açık çevrim neden belirgin hata üretti?

Doğrudan basınç uygulamasında özellikle saat yönünde yaklaşık 17° seviyesinde sistematik gecikme görüldü. Tablo 1'in bütün açı setlerinden elde edilen ortalamalarında CW açısal hata −16,84°, CCW hata ise +3,22° olarak raporlandı.

Kaynak, doğrudan basınç komutunda görülen bu farkı mekanik montaj, piston sürtünmesi ve direnç kuvvetleriyle ilişkilendiriyor. Ayrıca doğrudan açık çevrimde mekanik tekillik nedeniyle 180°'lik göreli sıçramanın tutarlı biçimde gerçekleştirilemediği ve testlerde en büyük tek adımın 120° ile sınırlandırıldığı belirtiliyor.

Sabit feedforward ne kadar iyileştirme sağladı?

Sürtünmeyi temsil eden 0,64 bar yön bağımlı sabit basınç telafisi açık çevrim konumlandırma hatasını ciddi biçimde azalttı. Bütün test setlerinin ortalamasında CW hata −2,03°, CCW hata ise −1,69° oldu. Araştırmacılar sabit feedforward ile yüksüz prototipin yaklaşık ±3° konumlandırma aralığında tutulabildiğini bildiriyor.

Bununla birlikte bu başarı sabit ya da bilinen direnç koşullarına bağlıdır. Değişken şaft yükü torku sürtünme telafisinde kullanılan sabit ofsetin dışında yeni bir hata kaynağı oluşturabilir.

PD geri besleme hangi doğruluğa ulaştı?

PD kontrolü açısal hata açısından en iyi sonucu üretti. Tablo 1 ortalamalarında saat yönü hatası −0,21°, saat yönünün tersi hata ise +0,22°. Bu değerler kontrolörde kullanılan ±0,3° ölü bölgeyle uyumludur.

Doğruluktaki iyileşmenin bedeli hızdır. Doğrudan açık çevrimde ortalama konumlandırma süresi CW için 0,15 s ve CCW için 0,16 s iken PD kontrolünde sırasıyla 0,79 s ve 0,81 s olarak ölçülmüştür. Araştırmacılar hız sınırının özellikle titreşim ve overshoot'u azaltmak amacıyla muhafazakâr seçildiğini belirtiyor.

Tablo 1 ve Şekil 10–24 birlikte değerlendirildiğinde temel eğilim nettir: teorik basınç komütasyonu mekanizmayı hareket ettirebilmekte, sabit sürtünme feedforward'u sistematik açık çevrim hatasını büyük ölçüde azaltmakta ve enkoder geri beslemeli PD kontrol nihai konumlandırma hatasını yaklaşık ±0,3° düzeyine çekmektedir.

Tekrarlanabilirlik nasıl değişiyor?

Saat yönündeki ortalama tekrarlanabilirlik doğrudan açık çevrimde 0,41°, sabit feedforward'da 0,39° ve PD kontrolünde 0,18°. Saat yönünün tersinde sırasıyla 0,39°, 0,58° ve 0,15° raporlanmıştır.

Bu sonuç, açık çevrimde mutlak doğruluk kötüleşse bile aynı basınç üçlüsünün benzer mekanik konuma tekrar ulaşabildiğini gösteriyor. Ancak tekrarlanabilirlik ile doğruluk aynı şey değildir: bir sistem aynı yanlış konuma yüksek tekrarlanabilirlikle gidebilir. Bu çalışma özellikle doğrudan açık çevrim modunda bu ayrımı görünür kılıyor.

Çalışmanın desteklediği sonuçlar

• Üç faz kaydırılmış sinüzoidal basınç komütasyonu, üç fazlı radyal pnömatik mekanizmada tam tur boyunca açısal konum üretmek için kullanılabilir.
• Yüksüz prototipte sabit sürtünme feedforward'u açık çevrim konumlandırma hatasını doğrudan basınç sürüşüne göre belirgin biçimde azaltmıştır.
• Enkoder geri beslemeli PD kontrol, yüksüz prototipte yaklaşık ±0,3° konumlandırma doğruluğu sağlamıştır.
• Prototipte bütün kontrol modlarında yüksek tekrarlanabilirlik elde edilmiş ve ortalama değer genel olarak 0,5°'nin altında kalmıştır.
• Son mekanik geometri için teorik toplam tork yaklaşık 1,4 N·m ve teorik tork dalgalanması %0,51 olarak hesaplanmıştır.
• Standart silindirler, ticari oransal basınç regülatörleri ve standart PLC ile çalışan fiziksel bir prototip gerçekleştirilmiştir.

Çalışmanın desteklemediği veya test etmediği sonuçlar

• ±3° ve ±0,3° doğruluk değerleri harici yük altında doğrulanmış değildir.
• Çalışma değişken yük torku altında açık çevrim feedforward doğruluğunun korunacağını kanıtlamamaktadır.
• 1,4 N·m değeri deneysel yük hücresiyle ölçülmüş sürekli çıkış torku değil, teorik ortalama tork hesabıdır.
• %0,51 tork dalgalanması teorik geometrik hesaplamaya dayanmaktadır.
• Uzun süreli çevrim ömrü, yorulma, hava tüketimi optimizasyonu ve endüstriyel dayanıklılık testi gerçekleştirilmemiştir.
• Elektromanyetik bileşenlerden arındırılmış açık çevrim mekanik düzen potansiyel uygulama olarak tartışılmaktadır; çalışma MRI uyumluluğuna ilişkin resmî bir sertifikasyon veya sistem düzeyi doğrulama sunmamaktadır.
• Prototip mevcut haliyle ticari elektrikli servomotorların bütün performans özelliklerinin doğrudan yerine geçtiğini göstermemektedir.

Çalışmanın Yöntemi ve Bulguları

Mekanik ve pnömatik prototip parametreleri

Kontrol ve ölçüm parametreleri

Üç kontrol modunun deneysel ortalama performansı

Aşağıdaki tablo çalışmanın Tablo 1'indeki ortalama satırları korur. Açısal hata işaretinin anlamı hareket yönüne göre farklı olduğundan işaretler kaynakta verildiği biçimde bırakılmıştır.

Bu karşılaştırma, prototipte belirgin bir doğruluk–hız değiş tokuşu bulunduğunu gösteriyor. Açık çevrim modları yaklaşık 0,15–0,16 saniyede konumlanırken PD modu yaklaşık 0,8 saniye gerektiriyor; buna karşılık PD kontrol nihai açısal hatayı yaklaşık onda bir derece mertebesine indiriyor.

Açı adım büyüklüğüne göre deney sonuçlarının yorumu

Şekil 10–14 doğrudan açık çevrim, Şekil 15–19 sabit feedforward ve Şekil 20–24 PD modlarının 120°, 90°, 60°, 30° ve 10° komut setlerindeki zaman yanıtlarını gösteriyor. Büyük adımlarda basınç ve mekanik hareket geçişleri daha görünürken 10° adımlarda eğri daha sürekli bir dönüş profiline yaklaşıyor.

Doğrudan modda ölçülen açı özellikle CW yönde hedef merdiveninin belirgin biçimde gerisinde kalıyor. Feedforward uygulandığında ölçülen eğriler hedef basamaklara çok daha yakın ilerliyor. PD modunda ise ölçülen açı set noktasını geri besleme sayesinde yakalıyor; ancak araştırmacıların seçtiği hız sınırlaması nedeniyle geçişlerin süresi uzuyor.

Tork sonucu deneysel mi teorik mi?

1,4 N·m ortalama tork ve %0,51 tork dalgalanması teorik mekanik hesaplamalardır. Deneylerde yüksek harici yük uygulanmadığı için çalışma bu değerleri dinamometre veya yük sensörüyle doğrulanmış yük-tork karakteristiği olarak sunmamaktadır.

Bu ayrım özellikle uygulama değerlendirmesinde önemlidir. Konumlandırma doğruluğu gerçek fiziksel prototipten ölçülürken, nihai tork düzgünlüğü kaynak modelinin mekanik ve basınç ilişkilerinden hesaplanmıştır.

Deneysel güçlü yönler

• Analitik model, mekanik simülasyon ve fiziksel prototip aynı çalışmada birleştirilmiştir.
• Üç ayrı kontrol yaklaşımı aynı mekanizma üzerinde karşılaştırılmıştır.
• Hem CW hem CCW yönlerde beş farklı açı adımı test edilmiştir.
• Açık çevrim deneyleri tekrarlı çalıştırılmış ve tekrarlanabilirlik ayrıca raporlanmıştır.
• Endüstride bulunabilen standart silindir, regülatör ve PLC bileşenleri kullanılmıştır.
• PLC kontrol algoritmasının ayrıntılı sözde kodu Ek A'da verilerek yeniden üretilebilirlik desteklenmiştir.

Temel yöntemsel sınırlılıklar

• Konumlandırma testleri şaftta harici yük olmadan gerçekleştirilmiştir.
• 3B baskılı krank mili parçaları yüksek yük testini sınırlamıştır.
• PD katsayıları optimizasyon algoritmasıyla değil manuel olarak ayarlanmıştır.
• Feedforward telafisi sabit sürtünme/direnç yaklaşımına dayanır.
• Değişken yük, uzun süreli aşınma ve çevrim ömrü deneyleri yapılmamıştır.
• Hava tüketimi ve enerji verimliliği ana performans ölçütü olarak nicel biçimde karşılaştırılmamıştır.
• Kaynakta krank–biyel uzunluk oranının gösteriminde görünür bir ters-oran/notasyon tutarsızlığı vardır.

Gelecek çalışma yönleri

Araştırmacılar daha güçlü bir krank mekanizmasıyla değişken yük testleri yapmayı, feedforward telafisinin yük sınırlarını belirlemeyi ve kapalı çevrim kontrolü optimize etmeyi planlıyor. Ayrıca aynı mekanizmanın çok turlu mutlak veya artımlı konumlandırma, hız kontrolü, tork kontrolü ve durma frenlemesi gibi servo motor benzeri işlevlere genişletilebileceği tartışılıyor.

Çalışmada ayrıca elektriksel veya manyetik eleman kullanmadan konum geri beslemesi sağlayabilecek bir sensör/enkoder yönteminin araştırılması gelecekteki hedeflerden biri olarak belirtiliyor.

Kaynak ve Yöntem Notu

Tam özgün çalışma adı:A Novel Type of Pneumatic Rotary Positioner Using Three-Phase Pressure Commutation.

Yazarlar, kaynak sırasıyla: Valentin Ciupe; Robert Kristof; Ghadeer Ismael.

Eş katkı/eş birinci yazar: Kaynakta eş katkı veya eş birinci yazar beyanı bulunmamaktadır.

Sorumlu yazar: Robert Kristof.

Kurum: Department of Mechatronics, Faculty of Mechanical Engineering, Politehnica University Timisoara, 1 Bvd. Mihai Viteazul, 300222 Timisoara, Romania.

Kaynak türü ve hakemlik durumu: Hakem değerlendirmesinden geçmiş özgün araştırma makalesidir.

Dergi:Actuators.

Yayınevi: MDPI, Basel, Switzerland.

Yayın kimliği: Actuators 2026, Volume 15, Article 192.

DOI: 10.3390/act15040192.

Yayın süreci: Alınma 31 Ocak 2026; revizyon 26 Mart 2026; kabul 29 Mart 2026; yayın 31 Mart 2026.

Resmî bağlantı:https://doi.org/10.3390/act15040192.

Lisans: Creative Commons Attribution, CC BY. Makale © 2026 yazarlar tarafından yayımlanmış açık erişim çalışmasıdır.

Finansman: Araştırma dış finansman almadığını bildirmektedir.

Veri erişilebilirliği: Verilerin talep üzerine erişilebilir olduğu belirtilmektedir.

Çıkar çatışması: Yazarlar çıkar çatışması bulunmadığını bildirmektedir.

Patent durumu: Yazarlar, çalışmada sunulan pnömatik döner konumlandırma cihazıyla ilgili bulguların bir patent başvurusu için kullanılacağını belirtmektedir.

Yazar katkıları: Kavramsallaştırma Valentin Ciupe; metodoloji Valentin Ciupe; yazılım Valentin Ciupe ve Robert Kristof; doğrulama Valentin Ciupe, Robert Kristof ve Ghadeer Ismael; formal analiz ve araştırma Valentin Ciupe; kaynaklar Valentin Ciupe ve Robert Kristof; veri düzenleme Valentin Ciupe ve Ghadeer Ismael; ilk taslak Valentin Ciupe; gözden geçirme ve düzenleme Valentin Ciupe ve Robert Kristof; görselleştirme Valentin Ciupe ve Ghadeer Ismael; denetim, proje yönetimi ve finansman edinimi Valentin Ciupe olarak beyan edilmiştir.

Yapay zekâ kullanım beyanı: Yazarlar makalenin hazırlanması sırasında ChatGPT v5.1'i bibliyografya incelemesi, programların bazı bölümlerinin oluşturulması ve kaydedilen değer dosyalarının biçimlendirilmesi amaçlarıyla kullandıklarını; çıktıları gözden geçirip düzenlediklerini ve yayın içeriğinin sorumluluğunu üstlendiklerini açıkça bildirmiştir.

Kaynak içi notasyon uyarısı: Krank uzunluğu \(r\) ve biyel uzunluğu \(l\) için metinde kullanılan `r/l` oranı ile verilen geometrik değerlerden hesaplanan oran arasında görünür bir terslik vardır. Çalışma bazı yerlerde 7,1 ve 10 oranlarını `r/l` olarak ifade ederken \(r=7\) mm ve \(l=50\) veya 70 mm değerleri doğrudan bu oranları vermemektedir. Bu Verianla metni kaynak ifadesini sessizce düzeltmemiştir.

Temel bilimsel sınır: Fiziksel prototip ve açısal konumlandırma deneyleri gerçek olmakla birlikte bütün konumlandırma testleri dış yük uygulanmadan gerçekleştirilmiştir. Bunun başlıca nedeni prototipteki 3B baskılı krank mili parçalarının yüksek yük altında hasar görebilme riskidir. Bu nedenle ±3° açık çevrim ve ±0,3° PD konumlandırma değerleri yük taşıyan gerçek endüstriyel çalışma koşullarında henüz doğrulanmış değildir. Ortalama 1,4 N·m tork ile %0,51 tork dalgalanması da deneysel yük testi değil teorik hesap sonuçlarıdır.

Bilimsel içerik kaynağı: Bu Verianla makalesindeki mekanizma açıklaması, denklemler, prototip özellikleri, simülasyon koşulları, kontrol parametreleri, sayısal sonuçlar, tablolar ve sınırlılıklar yalnızca incelenen çalışmaya dayanmaktadır; kaynak dışında yeni deneysel veya teknik bulgu eklenmemiştir.