T.C. SÜLEYMAN DEMĠREL ÜNĠVERSĠTESĠ FEN BĠLĠMLERĠ ENSTĠTÜSÜ

Transkript

1 T.C. SÜLEYMAN DEMĠREL ÜNĠVERSĠTESĠ FEN BĠLĠMLERĠ ENSTĠTÜSÜ SEÇĠCĠ LAZER ERGĠTME ĠLE ÜRETĠLMĠġ 316L PASLANMAZ ÇELĠK PARÇALARIN ĠNCE TORNALAMA ĠġLEMLERĠ Kadir KIRAN DanıĢman: Doç. Dr. M. Cengiz KAYACAN YÜKSEK LĠSANS TEZĠ MAKĠNE MÜHENDĠSLĠĞĠ ANABĠLĠMDALI ISPARTA-2011

2

3 ĠÇĠNDEKĠLER Sayfa ĠÇĠNDEKĠLER... i ÖZET... iii ABSTRACT... iv TEġEKKÜR... v ġekġller DĠZĠNĠ... vi ÇĠZELGELER DĠZĠNĠ... x SĠMGELER VE KISALTMALAR DĠZĠNĠ... xii 1. GĠRĠġ KAYNAK ÖZETLERĠ SLS ve SLM Yöntemleri Ġle Ġlgili Kaynak Özetleri Tornalama ĠĢlemleri, ANOVA ve Regresyon Analizi Ġle Ġlgili Kaynak Özetleri Hızlı Prototipleme Seçici lazer sinterleme (SLS) ve seçici lazer ergitme (SLM) TalaĢ Kaldırma Esasları Metal kesme mekaniği TalaĢ oluģumu ve talaģ geometrisi TalaĢ tipleri Kesme kuvvetleri Yüzey pürüzlülüğü Takım aģınması ĠĢlenebilirlik Paslanmaz çeliklerin iģlenebilirliği ĠĢlenebilirliği etkileyen faktörler Varyans Analizi (ANOVA) Regresyon Analizi Çoklu Regresyon Denklemleri MATERYAL VE YÖNTEM Materyal ĠĢ parçası malzemeleri i

4 Kesici uç ve takım tutucu Cihaz ve sistemler CNC Torna tezgâhı Yöntem Deney tasarımı ve kesme parametrelerinin belirlenmesi Kesme kuvvetlerinin ölçülmesi Yüzey pürüzlülük değerlerinin ölçülmesi Malzemelerin mekanik özelliklerinin belirlenmesi Deney sonuçları için ANOVA analizi Deney sonuçları için regresyon analizi ARAġTIRMA BULGULARI VE TARTIġMA Kesme Kuvvetleri Bulguları Esas kesme kuvvetinin (F c ) değerlendirilmesi Ġlerleme kuvvetinin (F f ) değerlendirilmesi Radyal kuvvetin (F p ) değerlendirilmesi Yüzey Pürüzlülüğü Bulguları Mekanik Test Bulguları Deney Sonuçları için Varyans Analizi (ANOVA) Bulguları Deney Sonuçları için Regresyon Analizi Bulguları SONUÇLAR KAYNAKLAR EKLER ÖZGEÇMĠġ ii

5 ÖZET Yüksek Lisans Tezi SEÇĠCĠ LAZER ERGĠTME ĠLE ÜRETĠLMĠġ 316L PASLANMAZ ÇELĠK PARÇALARIN ĠNCE TORNALAMA ĠġLEMLERĠ Kadir KIRAN Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Mühendisliği Anabilim Dalı DanıĢman: Doç. Dr. M. Cengiz KAYACAN Bu çalıģmada, SLM yöntemi ve geleneksel yöntemler ile imal edilen 316L paslanmaz çelik malzemeli numunelerin ince tornalama iģlemleri ve mekanik testleri yapılmıģtır. ÇalıĢma kapsamında SLM yöntemi ile imal ettirilen numunelerde iki farklı lazer vektör yönü ile tarama yapılarak tarama yönlerindeki değiģimin iģlnebilirliğe ve mekanik özelliklere etkisi incelenmiģtir. Sabit kesme derinliğinde, dört farklı kesme ve ilerleme hızlarında her bir malzeme için 16 adet deney olmak üzere toplam 48 adet deney yapılmıģtır. Yapılan deneyler sırasında kesme kuvvetleri ve iģlenmiģ yüzeylerin yüzey pürüzlülük değerleri ölçülmüģtür. Elde edilen kesme kuvveti ve yüzey pürüzlülüğü verileri kesme parametreleri ile birlikte ANOVA analizine tabii tutulmuģtur. ANOVA analizi sonucunda kesme parametrelerinin ve malzeme değiģimin deney çıktılarına etkinlik dereceleri istatiksel olarak ortaya çıkarılmıģtır. ANOVA analizinin ardından regresyon analizi ile kesme parametreleri ile kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülüğü arasındaki iliģkiyi ifade eden 3.dereden polinomal denklemler elde edilmiģtir. Yapılan deney sonuçları incelendiğinde numunelerin imalat yönteminin mekanik özelliklere ve iģlenebilirliğe büyük etkisinin olduğu ortaya çıkartılmıģtır. Ayrıca SLM yöntemindeki lazer vektör tarama yönlerinin de elde edilen sonuçları önemli ölçüde etkilediği tespit edilmiģtir. Anahtar Kelimeler: Seçici lazer ergitme, ince tornalama, yüzey pürüzlülüğü, ANOVA, regresyon analizi 2011, 130 sayfa iii

6 ABSTRACT M.Sc. Thesis FINISH TURNING OPERATIONS OF 316L STAINLESS STEEL WORKPIECES MANUFACTURED BY SELECTIVE LASER MELTING Kadir KIRAN Süleyman Demirel University Graduate School of Applied and Natural Sciences Department of Mechanical Engineering Supervisor : Assoc. Prof. Dr. M. Cengiz KAYACAN In this study, finish turning operations and mechanical tests of 316L stainless steel workpices manufactured by SLM and traditional methods were experimentally investigated. Within the study, two laser vector scanning directions were used while manufacturing the workpieces produced by SLM in order to examine effect of scanning direction on mechanical properties and machinability of parts. 48 experiments were totally carried out with 4 different cutting speeds and feed rates for each workpiece at constant debt of cut. During the experiment cutting force and surface roughness were recorded. ANOVA analysis was employed for obtained test results together with cutting parameters. Result of ANOVA analysis, effect of cutting parameters and changing of material on test results were statistically performed. After that, three order equations that explain relation between cutting parameters and test results were obtained. Result of tests, manufacturing method has significant effect on mechanical properties and machinability of workpieces. Besides, it was determined that laser vector scanning directions affect considerably obtained results in selective laser melted workpices. Key Words: Selective laser melting, finish turning, surface roughness, ANOVA, regression analysis 2011, 130 pages iv

7 TEġEKKÜR Bu araģtırma için beni yönlendiren ve çalıģmalarımın her aģamasında yardımlarını esirgemeyen değerli danıģman Hocam Doç. Dr. Cengiz KAYACAN a teģekkürlerimi sunarım. Bu çalıģmada fikirlerinden ve konuyla ilgili yorumlarından faydalandığım Yrd.Doç.Dr Oğuz ÇOLAK ve Yrd.Doç.Dr Fatih TAYLAN hocalarıma teģekkür ederim. Tez çalıģmalarım sırasında büyük yardımlarını gördüğüm değerli hocam ArĢ.Gör.Dr.Özlem SALMAN a teģekkürü bir borç bilirim. Deney sonuçlarının analizi için Matlab kodlarını yazmamda yardımları esirgemeyen Yrd.Doç.Dr. Fatih ÇAĞLAR ve Yrd.Doç.Dr Bayram ÇETĠġLĠ hocalarıma teģekkür ederim. Deneysel çalıģmalar esnasında bana yardımcı olan SDÜ CAD\CAM AraĢ. ve Uyg. Merkezi teknisyeni Süleyman DEMĠRAĞ a teģekkür ederim. Ayrıca çalıģmalarım esnasında görüģlerinden esinlendiğim tüm CAD\CAM AraĢ. ve Uyg. Merkezi personeline teģekkürlerimi sunarım. Son olarak tüm hayatım boyunca destekleri hiçbir zaman esirgemeyen aileme sonsuz teģekkür ederim. Bu çalıģma, 2387-YL-10 numaralı münferit proje olarak S.D.Ü Bilimsel AraĢtırma Projeleri Yönetim Birimi BaĢkanlığı tarafından desteklenmiģtir. Kadir KIRAN ISPARTA, 2011 v

8 ġekġller DĠZĠNĠ ġekil Hızlı prototipleme sisteminde genel aģamalar...2 ġekil Hızlı prototipleme üretim sisteminde (HPÜ) genel aģamalar ġekil Tipik bir katı model görüntüsü(a) ve STL formatına dönüģmüģ hali(b) görüntüsü ġekil Lazer Sinterleme ile üretilmiģ kalıplar ġekil Kömürle çalıģan santrallerde kullanılan özel seramik filtreler ġekil Mimari hazırlıklarda yardımcı olabilecek maket çalıģmaları ġekil Çelik konstrüksiyon çalıģmaları için üretilmiģ bir model ġekil SLM temeli ġekil SLM prosesinin genel görünüģü ġekil SLM proses algoritması ġekil SLM tarama stratejileri ġekil Ortogonal kesme geometrisi [(a) Düzlemsel parçalarda ortogonal kesme, (b) Silindirik parçalarda ortogonal kesme] ġekil Ortogonal kesmede oluģan deformasyon bölgeleri ġekil Ortogonal kesme mekaniği ġekil Eğik kesme iģlemi [(a) Düzlemsel parçalarda eğik kesme, (b) Silindirik parçalarda eğik kesme] ġekil Eğik kesme Geometrisi ġekil TalaĢ oluģumunda kart modeli ve talaģ kayma Ģekil değiģimi ġekil TalaĢ tipleri ġekil Kesme kuvvetlerinin bileģenleri ġekil Yüzey kalitesini tayin eden faktörler ġekil Yüzey pürüzlülüğün değerlendirilmesi ġekil Uç yarıçapının yüzey kalitesine etkisi ġekil Ġlerleme oranının yüzey kalitesine etkisi ġekil Yüzey pürüzlülüğüne etkiyen faktörler ġekil Tipik aģınma bölgeleri ġekil TalaĢ kaldırmada temel aģınma mekanizmaları ġekil Kesici takımdaki aģınma tipleri vi

9 ġekil TalaĢ kaldırma iģlemde iģlenebilirliği etkileyen faktörler ġekil Ġmal edilen deney numunesinin konumlandırma ve dilimlemede kullanılan Magics programında boyutlandırılması ġekil Deney numunelerinin inģa planı ġekil Parçaların Magics programında bulunan ConceptLaser Slicer modülü ile katmanlara ayrılması ġekil Lazer vektörleri ġekil Numunenin her katmanın 45º derece sağ yönde açı yaparak lazer vektörleri ile taranması ġekil Numunenin ardıģık katmanlarının 45º derece sağ ve 45º derece sol yönde açı yaparak lazer vektörleri ile taranması (10.Katman) ġekil Numunenin ardıģık katmanlarının 45º derece sağ ve 45º derece sol yönde açı yaparak lazer vektörleri ile taranması (11.Katman) ġekil Ġmal edilen parçaların ConceptLaser programında genel görünüģü ġekil ĠĢ parçası ölçüleri ġekil Kesici uç ġekil Takım tutucu ġekil Kistler 9722-A 3 eksen dinamometre ve boyutları ġekil KISTLER 5070A11100 tipi amplifikatör ġekil Veri toplama Kartı ġekil Yüzey pürüzlülük cihazı ġekil Deneylerin yapımında kullanılan CNC torna tezgâhı ġekil Deney düzeneğinin genel görünüģü ġekil Kesme kuvveti sinyallerinin iģlenmesi ġekil Çekme testi numunesi ġekil Sertlik ölçme numunesi ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi vii

10 ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi viii

11 ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi ġekil A, B, ve C numunelerine ait Gerilme-Gerinme diyagramı ġekil A ve B numunelerine ait sertlik değerleri ix

12 ÇĠZELGELER DĠZĠNĠ Çizelge ĠĢ parçası malzemesi kimyasal bileģimi Çizelge M1 LaserCUSING Makinesinde Kullanılan Lazer Parametreleri Çizelge Numunelerin üretiminde kullanılan a1, a2, a3 değerleri Çizelge ĠĢ parçası malzemesi kimyasal bileģimi Çizelge ĠĢ parçasının mekanik özellikleri Çizelge Takım tutucu ölçüleri Çizelge CNC torna tezgâhı özellikleri Çizelge ĠĢ parçası kodları Çizelge ĠĢ parçaları için yapılan deney tasarımı Çizelge numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvveti değerleri..79 Çizelge numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvveti değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvveti değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvveti değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvveti değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvveti değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvet değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvet değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvet değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerleri Çizelge numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerleri Çizelge A numunesine ait çekme testi sonuçları Çizelge B numunesine ait çekme testi sonuçları Çizelge L paslanmaz çeliğin ASTM ye göre minimum mekanik özellikleri Çizelge Deney parametreleri ve seviyeleri Çizelge Esas kesme kuvveti için ANOVA bulguları Çizelge Radyal kuvvet için ANOVA bulguları Çizelge Yüzey pürüzlülüğü için ANOVA bulguları Çizelge numaralı iģ parçası için F c, F p ve R a regresyon katsayıları Çizelge numaralı iģ parçası için F c, F p ve R a regresyon katsayıları x

13 Çizelge numaralı iģ parçası için F c, F p ve R a regresyon katsayıları xi

14 SĠMGELER VE KISALTMALAR DĠZĠNĠ A s a a c b ANN ANOVA ASTM BUE CAD CBN CNC DLS DLS EDX F F c F n F ns F f F R F r F s f h a HRB i ISO L c L Kayma düzlemi alanı Eksenel kesme derinliği (KesilmemiĢ talaģ kalınlığı) KesilmiĢ talaģ kalınlığı Kesme geniģliği Artifical Neural Network (yapay sinir ağları) Varyans analizi Amerikan malzeme test birliği Sıvanma-yığılma Bilgisayar destekli tasarım Kübik bor nitrür Bilgisayarlı nümerik kontrol Direkt lazer sinterleme Direkt lazer sinterleme Energy-dispersive X-ray spectroscopy Sürtünme kuvveti Esas kesme kuvveti Sürtünme vektörüne dik kuvvet Kayma kuvvetine dik kuvvet Ġlerleme kuvveti BileĢke kuvvet Radyal kuvvet Kayma (kesilme) düzlemi boyunca etkiyen kuvvet Ġlerleme Ortalama talaģ kalınlığı Rockwell sertlik değeri Kesme kenarı ile normal düzlem arasındaki açı International Standart for Organization Kayma düzlemi uzunluğu Örnekleme uzunluğu xii

15 L m L t l t m c N n P P n P s P t P v r ε R a SLM SLS SEM V c TS α β υ υ i υ p υ s γ γ s η λ λ h λ s μ a Ölçme uzunluğu Toplam uzunluk Toplam temas uzunluğu Kaldırılan talaģ miktarı Fener mili devri Takım tutucudaki diģ sayısı TalaĢ yüzeyinde sarfedilen güç Normal düzlem Kesme düzleminde harcanan kesme gücü Kayma ve sürtünme bölgelerinde harcanan toplam enerji veya iģ milindeki türetilen motor gücü Hız düzlemi Takım ucu yarıçapı Aritmetik ortalama yüzey pürüzlülük değeri Seçici lazer ergitme Seçici lazer sinterleme Scanner Electron Microscope (Tarayıcı Elektron Mikroskobu) Kesme Hızı Türk standartları TalaĢ açısı Sürtünme açısı Kayma açısı Eğim açısı DiĢ aralık açısı Tarama açısı Serbest kenar boģluk açısı Kayma gerinmesi TalaĢ akıģ açısı Yığılma faktörü Ġnce kayma bölgesi dıģında plastik çalıģma faktörü ĠĢ parçası malzemesi ısı iletim oranı Sürtünme katsayısı xiii

16 ρ ρ t σ s τ s ĠĢ parçası malzemesi yoğunluğu TalaĢ gerecinin özgül ağırlığı Normal gerilme Kayma(kesilme)gerilmesi xiv

17 1. GĠRĠġ Günümüzde üretimi düģünülen nesneler önce bilgisayar ortamında tasarlanmaktadır. Yapılan tasarım, gerekli analizler yapıldıktan sonra üretime uygun görülürse, üretim planlaması yapılmaktadır. Üretim planlamasında, ürünün hangi Ģartlarda, hangi tezgâhlarda, hangi takımlarla ve hangi iģleme parametreleri kullanılarak imalatın gerçekleģtireceği planlanmaktadır. Planlama sürecindeki en önemli unsurlardan biriside iģlenecek parçaların tezgâhlara nasıl bağlanacağıdır. Tezgâha parça bağlama talaģlı imalatta yaģanan en büyük problemlerden birisidir. TalaĢlı imalatta yaģanan bu zorluk iģlem maliyetleri ve imalat sürecini artırmaktadır. Ayrıca iģleme hassasiyetini de olumsuz etkilemektedir. Günümüzde, üretim sektöründeki geliģmelere bağlı olarak karmaģık geometrili parçalara talep de giderek artmaktadır. Zaman zaman karmaģık geometrili parçaların talaģlı veya talaģsız olarak imal edilmesi çok zor ya da imkânsız olmaktadır. TalaĢlı imalata alternatif olarak yeni ve daha geliģmiģ imalat yöntemlerine ihtiyaç duyulmaktadır. TalaĢlı imalatta karģılaģılan dezavantajlara ve yetersizliklere pratik çözümler bulmak için hızlı prototipleme yöntemi geliģtirilmiģtir. ġekil 1.1 de görüldüğü gibi hızlı prototipleme yönteminde imal edilecek parça bilgisayar ortamında herhangi bir CAD yazılımı kullanılarak 3 boyutlu olarak tasarlanır. Daha sonra oluģturulan model yine bilgisayar ortamında dilimleme algoritmaları kullanılarak dilimlenir. Elde edilen her dilim, oluģturulmak istenen modelin bir katmanıdır. Bu aģamada devreye hızlı prototipleme cihazı girer. Her bir katmanı sırayla birbiri üzerine inģa eder. TalaĢ kaldırma yönteminin aksine eklemeli bir üretim söz konusudur. 1

18 ġekil Hızlı prototipleme sisteminde genel aģamalar (JTEC/WTEC, 1997) Hızlı prototipleme teknolojisi ile imalat, sağlık (biyo malzemeler), havacılık, otomotiv vb. gibi kritik imalat sektörlerinde yaygın bir kullanım alanına sahiptir. Ayrıca her geçen gün de geliģtirilerek, imalatçılara parça imalatını kolaylaģtırıcı çözümler sunmaktadır. KarmaĢık geometrilere sahip, talaģlı yâda baģka bir imalat yöntemi ile üretilmesi çok zor ya da mümkün olmayan tasarımların imalatı bu teknoloji sayesinde insan eli değmeden, tam otomasyonla mümkün olmaktadır. Dolayısıyla hızlı prototipleme teknolojisiyle parça imalatında diğer üretim yöntemlerine göre daha pratik çözümler üretmenin yanı sıra, bilgisayar ortamında tasarlanan modellerin imal edilebilirliği de geliģtirilmektedir. Günümüzde hızlı prototipleme teknolojileri arasında en popüler olanları Seçmeli Lazer Sinterleme (Selective Laser Sintering: SLS) ve Seçmeli Lazer Ergitme (Selective Laser Melting: SLM) olarak adlandırılan yöntemlerdir. Bu yöntemlerde, katman kalınlığı kadar serilen toz lazer ıģını vasıtasıyla tasarlanan katı modele göre katman katman sinterlenerek veya ergitilerek tozların bir birine kaynaģması sağlanır ve katı, gerçek parça oluģturulur. 2

19 Bu yöntemlerde, çeģitli metal (titanyum, Cr-Co, 316Lvb.) ve plastik tozları kullanılarak kullanım alanına göre kesici takım, motor bloğu, implant ve kalıp gibi parçaların imalatın da yaygın olarak kullanılmaktadır. Dolayısıyla SLS ve SLM teknolojileri imalat sektöründe geniģ bir ürün yelpazesine sahiptir (Sofu, 2007). SLM teknolojisi ile tam yoğunluğa yakın parça üretmek mümkündür. Ayrıca imalat esnasında farklı malzemelerin kullanılmasına da imkân sağlamaktadır. Böylece farklı toz malzemelerin birleģtirilmesi ile özel ihtiyaçları karģılayacak parçalar imal edilebilmektedir (Fox et al.2008). SLM ve SLS teknolojilerinin avantajlarının yanı sıra bazı dezavantajları da mevcuttur. Bunların baģında iģlem süresi gelmektedir. ĠĢlem süresi diğer imalat yöntemlerine göre bir hayli uzun olmaktadır. Ayrıca üretim sırasında kullanılan makine ve teçhizatlar da oldukça pahalıdır. Dolayısıyla üretim maliyeti bir hayli yüksektir. Hızlı prototipleme teknolojilerinde kullanımını zorlaģtıran temel etkenler iģlem sırasında ısıl farklardan kaynaklanan iç gerilmeler ve ergitme sonrası meydana gelen boyutça çekme olarak sayılabilir (Kochan vd. 1999). SLS ve SLM yöntemleri ile imal edilen parçaların bazen kullanım alanları açısından yüzey özellikleri yeterli olmayabilmektedir. Yani iģ parçasının kullanım yerine göre daha hassas bir yüzey kalitesi ve yüzey bütünlüğüne ihtiyaç duyulabilmektedir. Dolayısıyla istenilen yüzey özelliklerini elde edebilmek için imal edilen parçalara son bir operasyon (frezeleme, tornalama, taģlama, parlatma vb. gibi iģlemler) yapmak gerekmektedir. 3

20 Geleneksel yöntemlerle imal edilen parçalarla SLS ve SLM ile imal edilen parçaların, temelde aynı malzemeler kullanılmasına rağmen imalat yöntemlerindeki farklılıktan dolayı fiziksel ve mekanik özellikleri (sertlik, burulma ve eğilme zorlamaları, yorulma, tokluk vb.) farklıdır. Bu farklılıklarda malzemenin iģlenebilirliğini önemli ölçüde etkilemektedir. Yani geleneksel yöntemlerle ve SLS yâda SLM ile imal edilmiģ parçaların kullanılan malzemeler aynı olsa bile, iģlenebilirlik değerleri aynı kabul edilemez. Bu yüzden bu teknolojiler ile üretilmiģ parçaların iģlenebilirlikleri deneysel yöntemlerle tespit edilmesi gerekmektedir. Bu çalıģmada, hızlı prototipleme teknolojilerinden biri olan SLM ve geleneksel yöntemler ile imal edilen 316L paslanmaz çelik parçaların yüzey özelliklerini iyileģtirmek için CNC torna tezgâhında ince tornalama (finish turning) operasyonu ile iģlenebilirliği araģtırılmıģtır. ÇalıĢma kapsamında geleneksel yöntem ile üretilmiģ 1 adet ve SLM ile 2 farklı lazer tarama yönüyle üretilmiģ 2 adet iģ parçası kullanılmıģtır. Tam faktöriyel deney tasarımı yapılarak kesme derinliği sabit tutulup, 4 farklı kesme ve ilerleme hızı ile toplam 48 adet deney yapılmıģtır. Deneylerde SECO TS2000 VBMT tek tip kesi uç kullanılmıģtır. Belirlenen parametreler ile yapılan ince tornalama iģlemi sırasında kesme kuvveti sinyalleri ölçülmüģtür. Kesme iģleminden sonra iģ parçası üzerinde oluģan yüzey pürüzlülük değerleri ölçümü de gerçekleģtirilmiģtir. Deneyler sonucunda elde edilen kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülük değerleri kesme parametreleri ile birlikte varyans analizine (Analysis of variance: ANOVA) tabii tutularak hangi kesme parametrelerinin sonuçlar üzerinde ne derece etkili oldukları istatiksel olarak ortaya çıkartılmıģtır. Ayrıca elde edilen kesme kuvveti ve yüzey pürüzlülüğü verileri regresyon analizi ile kesme parametreleri ile sonuçlar arasındaki iliģkiyi temsil eden 3.dereceden polinomal denklemler elde edilmiģtir. Tezin birinci bölümünde, yapılacak çalıģma hakkında genel bilgiler verilmiģtir. 4

21 Ġkinci bölümde konu ile ilgili olarak yayımlanmıģ literatürden elde edilen makalelerin özetleri ve hızlı prototipleme teknolojisi, metal kesme mekaniği, ANOVA ve regresyon analizi konularında bilgiler mevcuttur. Materyal ve yöntem üçüncü bölümde anlatılmıģtır. Söz konusu bölümde materyal olarak deneylerde kullanılan iģ parçaları, kesici uç, takım tutucu, dinamometre, yüzey pürüzlülük cihazı, amplifikatör, veri toplama kartı ve CNC torna hakkında bilgiler verilmiģtir. Yöntem olarak da kesme parametrelerinin belirlenmesi ve deney tasarımından bahsedilmiģtir. Ayrıca kesme kuvvetleri, yüzey pürüzlülüğü, sertlik ölçümü ve çekme testleri konuları anlatılmıģtır. Son olarak da elde edilen kesme kuvveti ve yüzey pürüzlülüğü sonuçlarının ANOVA ve regresyon analizlerinin nasıl yapıldığına yer verilmiģtir. Tezin dördüncü bölümünde deneylerden elde edilen verilerin değerlendirildiği araģtırma bulguları ve tartıģma baģlıklı bölümdür. Bu bölümde ilk olarak deneyler sırsında elde edilen kesme kuvveti sinyallerinin kesme parametreleri ile değiģimi incelenmiģtir. Ġkinci olarak kesme iģleminden sonra iģ parçası yüzeyinden ölçülen yüzey pürüzlülük değerleri irdelemiģtir. Üçüncü olarak SLM ile üretilen parçaların çekme testleri ve sertlik ölçümü sonuçlarına yer verilmiģtir. Son olarak da ANOVA ve regresyon analiz sonuçları değerlendirilerek literatürdeki çalıģmalar ile kıyaslanmıģtır. Tezin son bölümü olan sonuçlar kısmında ise araģtırma sonucu elde edilen kesme kuvveti ve yüzey pürüzlülük değerleri değerlendirilmiģtir. AraĢtırma bulgularının analizinde kullanılan yöntemlerin kullanılabilirliği irdelenmiģtir. Ayrıca konu ile ilgili ileride yapılabilecek çalıģmalar hakkında önerilerde bulunulmuģtur. 5

22 2. KAYNAK ÖZETLERĠ Bu bölümde, yapılan çalıģmalarla ilgili kaynak özetleri ve hızlı prototipleme, metal kesme mekaniği, ANOVA ve regresyon analizi konularıyla ilgili literatür bilgileri verilmiģtir SLS ve SLM Yöntemleri Ġle Ġlgili Kaynak Özetleri Kempen et al.(2011), çalıģmalarında SLM parametrelerinin (tarama hızı ve katman kalınlığı) ve yaģlanma sertleģmesinin 18Ni-300 çelik malzemenin içyapısına ve mekanik özelliklerine etkisini incelemiģlerdir. ÇalıĢmanın sonucunda SLM yöntemiyle, geleneksel metotlarla üretilen malzemelere göre neredeyse tam yoğunlukta ve mekanik özelliklerde parçalar üretilebileceğini belirtmiģlerdir. Ayrıca yüksek katman kalınlığında ya da yüksek tarama hızında malzemenin yoğunluğunun azaldığını tespit etmiģlerdir. Bunu yanı sıra katman kalınlığının ve tarama hızının mikro sertliğine etkisinin olmadığını ortaya çıkarmıģlardır. Bütün bunlara ek olarak SLM yöntemiyle imal edilen parçaların sünekliğinin geleneksel yöntemlerle üretilen parçalardan daha az olduğunu tespit etmiģlerdir. Jhabvala et al.(2010), çalıģmalarında SLM prosesinde farklı tarama stratejilerinin oluģan sıcaklığa ve üretilen parçanın yoğunluğuna etkisini incelemiģlerdir. Ayrıca elde edilen sonuçları geliģtirdikleri nümerik model sonuçları ile kıyaslamıģlardır. Bu amaçla paralel, spiral, fırça ve satranç tablası olmak üzere 4 farklı lazer tarama strateji kullanmıģlardır. Yapılan deneyler sonucunda paralel tarama stratejisinde birleģme problemleri ile karģılaģılmıģtır. Paralel taramanın çoklu taramada kullanılmasını önermiģlerdir. En azından yüksek iletkenliğe sahip tozlarda spiral tarama tekniği kullanılarak birleģme problemlerinin azaltılabileceğini ifade etmiģlerdir. Fakat spiral tarama tekniğinde de dıģ bükey olmayan alanların oluģturulmasın zor olduğunu belirtmiģlerdir. Bu problemleri azaltmak için fırça ve satranç tablası tarama stratejilerinin kullanılabileceğini ortaya çıkarmıģlardır. Ayrıca 6

23 çalıģmanın en önemli sonucu olarak, oluģturulan nümerik modelin tarama stratejilerinin fayda ve zararlarını iyi bir Ģekilde tespit ettiğini gözlemlemiģlerdir. Yadroitsev et al.(2007), araģtırmalarında SLM prosesinde optimum katman kalığını ve lazer gücünü saptamıģlardır. Malzeme olarak Inox 904L tozunu kullanmıģlardır. Gücün hıza oranındaki artıģ ile daha geniģ yeniden ergitilmiģ vektörler oluģtuğunu ortaya çıkarmıģlardır. Parametrik analiz sonucu elde ettikleri parametrelerin mekanik ve biyomedikal alanında fonksiyonel prototiplerin imalatında kullanılabileceğini ifade etmiģlerdir. Stamp et al.(2009), tarafından yapılan çalıģmada, SLM prosesinde gözenekli parça imal edebilmek için geliģtirilen hüzme örtüģmesi tekniği konu almıģlardır. Bu amaçla yapılan deneylerde katıksız Titanyum tozlarını kullanmıģlardır. GeliĢtirilen teknik ile ortalama 440 mikron delik çapında ve 70 MPa sıkıģtırma direncinde % 71 oranında gözenekli yapıya sahip içeriye doğru büyüyen bir kemik parçası üretmiģlerdir. Elde edilen sonuçlar bir ortopedik parçanın imalatında kullanılmıģtır. Bu tekniğin fonksiyonel içe doğru büyüyen kemik Ģekillerinin imalatında kullanılabileceğinin gelecek vadettiğini ifade etmiģlerdir. Spierings and Levy (2009), çalıģmalarında SLM yöntemiyle üç farklı parçacık boyutu dağılımları ve farklı lazer enerji yoğunluğu kullanarak üretilen parçaların yoğunluklarını ölçmüģlerdir. 30 ve 45 mikron olmak üzere iki adet katman kalınlığında çalıģılmıģtır. Yüksek yoğunlukta malzeme üretmek için daha düģük tarama hızlarının gerektiğini ifade etmiģlerdir. Tozların bağlantılarındaki farklılıkların yani toz tanecik boyutundaki dağılımın yoğunluk üzerinde önemli rol oynadığını ortaya çıkarmıģlardır. Bu durumun optimal sonuçlar için dikkate alınmasını belirtmiģlerdir. 7

24 Yadroitsev and Smurov (2011), tarafında yapılan çalıģmada SLM prosesindeki parametrelerden biri olan lazer vektörleri arasındaki mesafenin yüzey morfolojisine etkisi incelenmiģtir. Yapılan deney çalıģmalarında, lazer vektörleri arasındaki mesafenin değiģmesiyle, yüzeyde oluģan izlerin karakteristiğinde geometrik değiģimlere sebep olduğunu tespit etmiģlerdir. Bu mesafenin metal tozlardan Ģekillenen ilk katman üzerindeki etkisi analiz etmiģlerdir. Analiz sonucunda, pürüzsüz bir yüzey elde etmek için lazer vektörleri arasındaki mesafede değiģimi yüzeyde meydana gelen sürekli izlerin ortalama kalınlığını aģmaması gerektiğini belirtmiģlerdir. Kruth et al.(2009), çalıģmalarında en geliģmiģ imalat teknolojilerden biri olan SLM yöntemi kullanılarak üretilmiģ parçaların mekanik özelliklerini ve içyapısını incelemiģledir. Deneyler de Ti6Al4V, 300 martenzitik ve 316L paslanmaz çelik malzemeli tozlar ile üretilen numuneler kullanılmıģtır. Bu bağlamda imal edilen parçaların yoğunlukları, yüzey kaliteleri, mekanik özellikleri, içyapıları ve parçada imalattan sonra meydana gelen kalıcı gerilmeler incelenmiģtir. Küçük adalar Ģeklinde tarama yapıldığında kalıcı gerilmelerin önemli derece azaldığını tespit etmiģlerdir. Ayrıca ada boyutlarının değiģiminin SLM iģlemine herhangi bir etkisin olmadığı ortaya çıkartılmıģtır. Bütün bunlara ek olarak parçanın inģa eksenindeki değiģimin malzemenin tokluğunu etkilemediği gözlemlenmiģtir. Tolosa et al.(2010), tarafından yapılan çalıģmada SLM yöntemi ile üretilmiģ parçaların mekanik özelliklerini deneysel olarak tespit ederek geleneksel metotlar ile imal edilmiģ parçaların standart özellikleri ile kıyaslamıģlardır. Malzeme olarak 316L paslanmaz çelik tozu kullanılmıģtır. Tüm olabilir inģa yönleri kullanılarak mekanik test numuneleri üretilmiģtir. Yapılan testler sonucunda geleneksel yöntemler ile üretilmiģ parçaya göre süneklik ve çentik darbe dayanımı aynı kalırken, daha yüksek akma dayanımı elde edildiğini belirtmiģlerdir. 8

25 Ng et al.(2011), çalıģmalarında SLM metodunda lazer iģlem parametrelerinin iç yapı ve mekanik özelliklere etkisini deneysel olarak araģtırmıģlardır. Malzeme olarak magnezyum tozlarını kullanmıģlardır. Yapılan deneyler sonucunda üretilen parçanın içyapı karakteristiğinin magnezyum tozlarının tane boyutuna bağlı olduğunu tespit etmiģlerdir. Lazer enerji yoğunluğu artığında eritilen bölgedeki tane boyutunun kabalaģtığını gözlemlemiģlerdir. Ayrıca eritilen bölgenin ortalama sertliğinin de azaldığını saptamıģlardır. ÇalıĢma sonu elde edilen verilerden lazer ergitme yöntemiyle üretilen magnezyum parçaların sahip olduğu teknik özellikler ile biyomedikal uygulamalarında kullanılabileceğini belirtmiģlerdir. Dewidar et al.(2003), çalıģmalarında SLS yönteminde iģlem Ģartlarının oluģturulan yapının geliģimine etkisini araģtırmıģlardır. Malzeme olarak yüksek hız çeliği tozu kullanmıģlardır. Ġnceleme iģlemi parçanın tek katmanında ve tek lazer vektöründe yapılmıģtır. Ayrıca üretilen parçaların mekanik özelliklerini iyileģtirmek için bronz ile süzme iģlemi yapmıģlardır. Yüksek hız çeliği tozlarıdan SLS yöntemi ile parça imalatında bronz süzmesi yapılmasıyla tam Ģekle yakın ve yeteri mekanik özelliklere sahip bazı statik yükleme yataklarında kullanılabilecek paçalar üretmenin mümkün olduğunu belirtmiģlerdir. Tang et al.(2003), tarafından yapılan araģtırmada direkt lazer sinterleme (DLS) iģlem parametrelerinin parçanın yoğunluğuna, yüzey pürüzlülüğüne ve mekanik özelliklerine etkisi incelenmiģtir. Ayrıca iģlem parametrelerinin üretilen parçanın ölçü hassaslığına olan etkisini de araģtırılmıģtır. Bu bağlamda en iyi iģlem parametrelerini tespit etmiģlerdir. Malzeme olarak bakır alaģım tozlarını kullanmıģlardır. Yapılan deneyde lazer gücünün artması ile sinterlenmiģ parçaların mukavemetin daha iyi olduğu, fakat ölçü hassaslığı ve yüzey özelliklerinin azaldığını gözlemlemiģlerdir. Ayrıca tarama hızının ölçü hassaslığına, mukavemete ve yüzey kalitesine olumsuz etkisinin olduğunu vurgulamıģlardır. Bütün bunlara ek olarak bakır partiküllerinin Ģeklinin sinterlenmiģ malzemenin son yoğunluğu üzerinde önemli bir etkiye sahip olduğunu ortaya çıkarmıģlardır. 9

26 Hayashi et al.(2005), araģtırmalarında SLS yöntemi ile üretilen titanyum levhaların mekanik özelliklerini incelemiģlerdir. Bu çalıģmadan elde edilen verileri gözenekli yapay kemik üretiminde kullanmayı amaçlamıģlardır. Bu bağlamda titanyum tozları organik bağlayıcılar ile karıģtırılarak sinterlenmiģtir. Üretilen levhaları geniģ yüzeyine yükleme yapıldığında eğilme mukavemetinin 63 MPa ve elastisite modülünün de 1.5 GPa olduğunu tespit etmiģlerdir. Buna karģın levhaların dar kesitine yapılan yükleme ile eğilme mukavemeti ve elastisite modülü sırasıyla 79 MPa ve 1.8 GP olarak bulunmuģtur. Üretilen levhalar yaklaģık olarak %65 oranında gözenekli yapıya sahip olduğunu ve delik çaplarının mikron arasında değiģtiğini belirtmiģlerdir. Zhu et al.(2003), çalıģmalarında geliģtirdikleri bakır temelli metal tozları kullanarak DLS yöntemiyle cep telefonu kapağı enjeksiyon kalıbı imal etmiģledir. Kullandıkları toz malzeme, yüksek saflıkta bakır ve SCuP alaģımı tozlarından oluģmaktadır. SEM (Scanner Electron Microscope) ve EDX (Energy-dispersive X-ray spectroscopy) analizleri ile iģlemin bağlama mekanizmalarını gözlemlemiģlerdir. Sinterleme sırasında SCuP metal tozları düģük ergime noktasına (645 o C) bağlayıcı özellik gösterdiğini tespit etmiģlerdir. Cu ise yapı olarak davranıģ gösterdiğini belirtmiģlerdir. Üretilen kalıplarda %65 oranında teorik yoğunluk ve ortalama mikron yüzey pürüzlülüğü elde etmiģlerdir. Parçanın mukavemetini ve yoğunluğunu artırmak için son iģlem olarak epoksi süzme yapmıģlardır. DSL yönteminin kalıp üretimde gelecek vadettiğini vurgulamıģlardır. Chatterjee et al.(2003), çalıģmalarında SLS iģlem parametrelerinden olan katman kalınlığı ve yanal adım değiģiminin sinterlenen parçaların yoğunluklarına, sertliklerine ve gözenekliliklerine etkisini araģtırmıģlardır. Malzeme olarak düģük karbon oranına sahip çelik tozları kullanılmıģtır. Deneyler sonucu elde edilen veriler ANOVA analizine tabi tutularak parametrelerin etkinlik dereceleri istatistiksel olarak ortaya çıkarılmıģtır. Regresyon analizi ile de parametreler ile çıktılar arasındaki iliģkiyi gösteren ikinci dereceden matematiksel denklemler elde etmiģlerdir. 10

27 Analizler sonucunda katman kalınlığında ve yanal adımdaki artıģın gözenekliliği artırdığı ve dolasıyla yoğunluğun ve sertliğin azaldığını tespit etmiģlerdir. Ayrıca iģlem parametreleri arasındaki etkileģimin de kayda değer olmadığını ortaya çıkartılmıģtır. SinterlenmiĢ numunelerin özelliklerindeki farklılığın sinterleme matrisindeki gözenek oluģumundan kaynaklanabileceğini belirtmiģlerdir Tornalama ĠĢlemleri, ANOVA ve Regresyon Analizi Ġle Ġlgili Kaynak Özetleri Chou and Song (2003), çalıģmalarında takım uç yarıçapının ince tornalamadaki etkisini araģtırmıģlardır. Farklı kesme Ģartlarında kesme kuvvetlerini, yüzey pürüzlülüğünü, takım aģınmasını ve beyaz katman (white layer) oluģumunu değerlendirmiģlerdir. ĠĢ parçası malzemesi olarak serleģtirilmiģ AISI çelik kullanılmıģtır. Takım uç yarıçapının artmasıyla yüzey kalitesinin arttığını takım aģınmasının azaldığını tespit etmiģler. Yeni takımlar için beyaz katmanlar sadece yüksek ilerleme hızlarında (0.3 mm/devir) ve küçük takım uç yarıçapında meyda geldiğini ortaya çıkarmıģlardır. Bunun sonu olarak daha derin beyaz tabakalar görülmüģtür. AĢınmıĢ takımlarda ise 0.05 mm/devir ilerleme hızında bile beyaz tabaka görülmüģtür. Yüksek takım uç yarıçapında daha derin beyaz tabakalar oluģtuğu belirtilmiģtir. Lin et al.(1999), tarafından yapılan çalıģma da tornalama iģlemleri için kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülüğünü tahmin etmek amacıyla bir model geliģtirmiģlerdir. Bu bağlamda, farklı kesme, ilerleme hızında ve kesme derinliğinde yapılan deney sonuçları ile kesme kuvvetlerini ve yüzey pürüzlülüğünü tahmin edebilecek bir model oluģturmuģlardır. Modelin doğruluğunu test etmek için deney sonuçları regresyon analizine tabii tutularak ikinci bir model elde edilmiģtir. Ġki modelden elde edilen veriler karģılaģtırıldığında ilk modelin regresyon modelinden daha iyi sonuçlar verdiğini belirtmiģlerdir. Ġlerleme hızının artıģı ile yüzey pürüzlülüğü değerinin arttığı, fakat regresyon çarpanından dolayı kesme hızının yüzey pürüzlülüğü üzerinde kayda değer bir etkisi olmadığı ortaya çıkmıģtır. Kesme 11

28 kuvvetlerinin değiģiminde ilerleme hızının ve kesme derinliğinin önem bir rol oynadığını tespit etmiģledir. Yani ilerleme hızındaki ve kesme derinliğindeki artıģ ile kesme kuvvetleri artma eğilimi göstermiģdir. Kamata and Obikawa (2007), çalıģmalarında Ġnconel 718 malzemesinin ince tornalama iģlemleri esnasında minimum miktarda yağlayıcı kullanarak bir dizi deneyler gerçekleģtirmiģledir. TiCN/Al2O3/TiN (CVD), TiN/AlN (PVD) ve TiAlN (PVD) olmak üzere üç tip takım kaplaması kullanılmıģtır. Deneyler yüksek kesme hızlarında (1 ve 1.5 m/s) yapılmıģtır. 1 m/s kesme hızında en iyi performansı TiCN/Al2O3/TiN kaplamaya sahip kesici takım, ikinci en iyi olarak da TiN/AlN kaplamaya sahip kesici takım göstermiģtir. Ayrıca TiCN/Al2O3/TiN kaplamalı takım ile en uzun takım ömrüne ulaģmıģ fakat kötü bir yüzey kalitesi elde edilmiģtir. Bunların yanı sıra taģıyıcı yağın taģıyıcı gazı olarak kullanılan argon gazı kesme noktasının soğutulmasında önemli bir rol oynadığı ortaya çıkmıģtır. Kesme hızının 1.5 m/s ye artırılması ile takım ömrü Ģiddetli bir Ģekilde kısaldığı ve yüzey kalitesinin kötüleģtiğini belirtmiģlerdir. Ezugwu et al.(2005), çalıģmalarında 15 MPa kadar yüksek basınçlı kesme sıvısı kullanarak güçlendirilmiģ seramik uçlarla Ġnconel 718 malzemesinin ince tornalama iģlemini konu almıģlarıdır. Yüksek basınçla soğutma geleneksel soğutmaya göre takım ömrü açısından daha iyi sonuçlar verdiğini tespit etmiģlerdir. Basıncın 20.3 MPa artmasıyla takım ömründe bir geliģme olmadığını belirtilmiģtir. Bunun sebebinin ise su jetinin çarpma aģındırmasından dolayı takımdaki çentik aģınmasının hızlanmıģ olabileceği sanılmaktadır. Bunların yanı sıra soğutma sıvısı basıncının artmasıyla daha iyi soğuma ve yağlama sağlandığından kesme kuvvetlerinde azalma meydana gelmiģtir. Zhang and Steven (2007), tarafından yapılan çalıģmada sert tornalamada optimum takım geometrisi ve kesme koģulları bulmak için sistematik bir metot sunulmuģtur. 12

29 En iyilemede takım aģınması ve talaģ kaldırma oranı dikkate alınmıģtır. En iyileme Ģeması sonuçların tahmini ve en iyilenmesi olmak üzere iki seviden oluģmaktadır. ĠĢ parçası malzemesi olarak serleģtirilmiģ AISI 1053 çelik kullanılmıģtır. Malzeme özellikleri Johnson Cook modeli ile ifade edilmiģtir. Model sabitleri iģleme deneylerinden elde edilen sonuçlar ile elde edilmiģtir. Elde edilen takım aģınması ve kesme kuvvetleri modelleri ile tahmin edilen sonuçlar deney sonuçları ile kıyaslanmıģtır. Bu kıyaslama sonucu, 3D eğik kesme kuvveti ve takım aģınması modellerinin mantıklı sonuçlar verdiği ortaya çıkmıģtır. Ayrıca optimum kesme Ģartları ile yapılan deney sonuçları diğer deney sonuçlarına göre üstünlük gösterdiğini belirtmiģlerdir. Aruna and Dhanalakshmi (2010), çalıģmalarında sermet takımlar ile Ġnconel 718 malzemesin ince tornalama iģlemini konu almıģlardır. Taguchi deney tasarım yöntemi kullanılarak deney planı hazırlanmıģtır. ÇeĢitli parametrelerde yapılan deneyler sonucunda ölçülen yüzey pürüzlülüğü değerleri ile cevap yüzey metodu kullanılarak matematiksel bir model elde etmiģlerdir. Ayrıca geliģtirilen modelin yeterliği ANOVA analizi ile ispatlanmıģtır. Khidhir and Mohamed (2009), çalıģmalarında cevap yüzey metodu ile kesme ve ilerleme hızı, kesme derinliği ve yaklaģma açısı ile kesme kuvveti arasındaki iliģkiyi ifade eden matematiksel bir model geliģtirmiģlerdir. ÇeĢitli kesme parametreleri ile Hastelloy C-276 malzemesi kullanılarak yapılan deneylerde kesme kuvvetleri ölçülmüģtür. Elde edilen model ANOVA analizine tabi tutularak modelin doğruluğunu ispatlamıģlardır. Ayrıca elde edilen tahmini kesme parametreleri deneysel parametrelere oldukça yakın olduğunu belirtmiģlerdir. Bütün bunlara ek olarak deneyler sırasında yüksek hızlı kamera kullanılarak kesme iģlemi izlenmiģtir. Ġzleme sonucu seçilen kesme parametrelerinde yapılan deneylerde sadece kesme parametrelerine bağlı kesme kuvvetleri değil aynı zamanda da tırlama gibi diğer faktörlerin de meydana gelebileceğini ortaya çıkartmıģlardır. Özellikle yuvarlak takımlar ile talaģ kaldırma iģlemi sırasında ilerleme hızındaki artıģın tırlamaya neden 13

30 olduğu gözlemlemiģlerdir. Tırlama oluģumunu engellemek için ilerleme hızını ve kesme derinliğini azaltıp kesme hızının artırılmasını önermiģlerdir. Bunların yanı sıra 45 o yaklaģma açılı takım ile özellikle kaba iģlemede ilerleme hızının ve kesme derinliğinin artmasıyla çapak oluģumunun artıģ göstereceği vurgulanmıģtır. Çapak oluģumunu azaltmak için orta dereceli kesme ve ilerleme hızı aralığı kullanılmasını önermiģlerdir. Motorcu (2009), çalıģmasında AISI 1050 karbon çeliğinin tornalanmasında yüzey pürüzlülüğü üzerinde ana kesme parametreleri, kesme, ilerleme hızının ve talaģ derinliğinin etkilerini araģtırmak amacıyla yanıt yüzey tekniği benimsenmiģtir. ĠĢlenebilirlik deneyleri kaplamasız seramik (KY1615) ve kaplamalı seramik (KY4400) takımlarla yapılmıģtır. Ġstenilen yüzey pürüzlülüğü için optimum kesme Ģartları tanımlanmıģtır. Deneysel sonuçlarda ilerleme miktarı en etkin faktör iken bunu talaģ derinliği izlemiģtir. KY1615 takımların KY4400 takımlardan daha iyi yüzey pürüzlülüğü sağladığı görülmüģtür. R a yüzey pürüzlülük değerlerinin ortalaması KY1615 takım için μm iken KY4400 takımlar için μm olduğunu tespit etmiģtir. Ayrıca, ikinci dereceden modellerin varyans analizleri terimlerin karelerinin yüzey pürüzlülüğü üzerinde etkili olduğunu göstermiģ fakat kesme parametrelerinin etkileģim terimleri her iki kesici takım içinde anlamsız etki yaratmıģtır. Zou et al.(2010), NiCr20TiAl nikel alaģımının Al2O3/TiN kaplamalı tungsten karbür takımlar ile çeģitli kesme Ģartlarında ince tornalama iģlemi konulu bir çalıģma yapmıģlardır. ÇalıĢma kapsamında kesme kuvvetleri, yüzey bütünlüğü ve takım aģınması araģtırılmıģtır. Ayrıca talaģ kaldırma esnasında takım kaplama malzemesi ile iģ parçası malzemesi arasındaki etkileģimler de incelenmiģtir. NiCr20TiAl alaģımının düģük kesme hızlarında iģlenmesi sonucu iģlenmiģ yüzeyde plastik bir akıģ olduğunu tespit etmiģlerdir. Ayrıca yüksek kesme parametreleri sonucu oluģan yüksek kesme kuvvetlerinden dolayı takım kaplamasında dökülmeler ve iģlenmiģ yüzeyde kopmalar ve oyuklar meydana geldiği gözlemlenmiģtir. Bunların yanı iģlenmiģ yüzeyde kalıcı gerilmeler oluģtuğunu ve kesme parametrelerindeki artıģ ile 14

31 bu gerilmelerin arttığını belirtilmiģtir. Yüzey kalitesi ve takım aģınması açısından değerlendirme yapılınca, 0.4 mm yi aģmayacak kesme derinliğinde, 60 m/dak kesme hızı ve 0.15 mm/dev ilerleme hızını önermiģlerdir. Gopalsamy et al.(2009), sertleģtirilmiģ çeliklerin iģlenmesi için Taguchi yöntemin kullanarak optimum parametreleri bulmak amacıyla bir çalıģma yapmıģtır. Bu amaçla Taguchi L 18 ortogonal dizisi ile deney tasarımı yapılmıģtır. Yapılan deney tasarımı ile elde edilen yüzey pürüzlülüğü ve takım ömrü verileri kesme parametreleri ile birlikte ANOVA analizi yapılarak kesme parametrelerinin (kesme hızı, ilerleme hızı, kesme derinliği ve kesme geniģliği) bu sonuçlar üzerindeki etkinlik derecelerini tespit etmiģlerdir. Deneyler sırasında meydana gelen ufalanmalar ve yapıģmalar takım aģınmalarının temel nedeni olduğu belirtilmiģtir. Ayrıca ANOVA analizi sonucu kesme hızı deney çıktılarını en çok etkileyen parametre olmuģtur. Bütün bunlara ek olarak yüzey pürüzlülüğü ve takım ömrü tahmini yapmak için çoklu regresyon modelleri geliģtirmiģlerdir. Ġnce iģleme içinde en iyi parametrelerin 204 m/dak kesme hızı, 0.2 mm/diģ ilerleme hızı, 0.2 mm kesme derinliği ve geniģliği olduğunu ifade etmiģlerdir. Muthukrishnana and Davim (2008), Al/SiC kompozit malzemesinin iģlenmesinde kesme parametrelerinin ANOVA ve yapay sinir ağları (ANN) ile optimizasyonu isimli çalıģmayı yapmıģlardır. ĠĢ parçasının çeģitli kesme parametrelerinde (kesme hızı, ilerleme hızı ve kesme derinliği) çok kristalli elmas uçlarla iģlenmesi sırasında yüzey pürüzlülüğünü araģtırmıģlardır. Elde edilen yüzey pürüzlülüğü verileri ANOVA ve ANN ile analiz edilmiģtir. Yapılmayan deney sonuçları tahmini için de ANN ile oluģturulan modelden faydalanmıģlardır. ANOVA analizi sonucunda ilerleme hızının % 51, kesme derinliğinin % 30 ve kesme hızının % 12 oranlarında yüzey pürüzlülüğünü etkiledikleri ortaya çıkartılmıģtır. Suhail et al.(2010), tornalama iģleminde Taguchi yöntemini kullanarak kesme parametrelerinin optimizasyonu konulu deneysel bir çalıģma yapmıģlardır. Bu 15

32 çalıģma da deneyler sırasında ölçülen yüzey pürüzlülüğü ve iģ parçası yüzey sıcaklığı verileri kullanılarak Taguchi metodu ile optimum kesme Ģartlarını elde edilmiģtir. Kesme parametrelerinin yüzey pürüzlülüğü ve yüzey sıcaklığı üzerindeki etkileri de ANOVA analizi ile tespit edilmiģtir. En düģük ilerleme hızında (f=0.05 mm/devir),en yüksek kesme hızında (S=1400 devir) ve en yüksek kesme derinliğinde (d=1.5 mm) optimum yüzey pürüzlülüğü elde edilebileceğini belirtmiģlerdir. Son olarak da deneyler sonucu elde edilen sıcaklık değerleri kesme performansının kontrol edilmesi için bir gösterge olarak kullanılabileceği kanısına varmıģlardır. Silva et al.(2008), kaplamalı ve kaplamasız takımlarla AISI 1045 çeliğinin hassas tornalanmasında kesme hızının, kesme kuvvetlerine ve yüzey pürüzlülüğüne etkisini incelemiģlerdir. Deneyler sırasında soğutma sıvı kullanılmamıģtır. Elde edilen kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülük değerleri kesme hızının artıģıyla ya stabil kaldığı yada azaldığını tespit edilmiģtir. Ġlerleme hızı değiģtirilmediği süre kesme kuvvetlerin de benzer sonuçlar gözlemlenmiģtir. Fakat yüzey pürüzlülüğü iki takımda da kesme hızının değiģiminden kayda değer bir biçimde etkilendiği gözlemlenmiģtir. Bouacha et al.(2010), çalıģmalarında 64 HRC sertliğe sahip AISI 5210 çeliğinin CBN uçlar ile sert tornalanmasını konu almıģlardır. ÇalıĢmada ilk olarak kesme hızının ve malzemenin sertliğindeki değiģimlerin takım aģınması ve kesme kuvvetleri üzerindeki etkikeleri incelenmiģtir. Ġkinci olarak da cevap yüzey metodu kullanılarak kesme parametreleri (kesme hızı, ilerleme hızı ve kesme derinliği) ile deney çıktıları arasındaki iliģki modellenmiģtir. ANOVA analizi ile de kesme parametrelerinin deney sonuçlarına etkileri araģtırılmıģtır. Ayrıca en büyük kesme kuvvetinin radyal kuvvet olduğu vurgulanmıģtır. Son olarak da kesme derinliğinin diğer parametrelere göre kesme kuvvetleri üzerinde en büyük etkiye sahip olduğu ortaya çıkartılmıģtır. 16

33 2.3. Hızlı Prototipleme Hızlı prototipleme, bilgisayarda hazırlanan üç boyutlu CAD çizimlerinden direkt olarak elle tutulur fiziksel modeller elde edilmesini sağlayan teknolojidir. Bu teknoloji sayesinde bilgisayarda çizimi yapılmıģ her türlü ürünün birebir modelini saatler içerisinde elde etme imkânı doğmuģtur. Hızlı prototipleme cihazları kendi içerisinde farklılıklar göstermekle beraber prensipleri aynıdır. Bu yöntemde fiziksel modeller tabandan baģlayarak katman katman yüzeylerin üst üste eklenmesiyle oluģturulmaktadır (Özuğur, 2006). Bir hızlı prototipleme üretim sistemi genel olarak aģağıdaki aģamalardan oluģur (ġekil 2.1.); i. Parçanın CAD modelinin oluģturulması, ii. OluĢturulan modelin STL formatına dönüģtürülmesi, iii. Parçanın Z ekseninin belirlenip, destek yapıların oluģturulması, iv. Parça ve desteklerin belirlenen Z ekseninde dilimlenmesi, v. Gerekli iģleme parametrelerinin seçimi, vi. Prototipin üretilmesi, vii. Prototipin alınıp son iģlemlerin yapılması, viii. Gerekli ise çeģitli model dönüģüm teknolojileri ile daha iyi mekanik özelliklere sahip prototiplerin üretilmesi. ġekil Hızlı prototipleme üretim sisteminde (HPÜ) genel aģamalar (Özuğur, 2006) 17

34 Geometrik tanımlamaların çeģitli CAD programlarından HPÜ sistemlerine naklini sağlamada ara bir yüzeye ihtiyaç duyulmaktadır. STL formatı bütün HPÜ sistemlerinde olmamakla birlikte çoğunda kullanılan bir standart ara yüzeydir. 3D Systems firması tarafından tasarlanan STL formatı CAD sistemi üzerindeki bir ara yüzey yoluyla CAD veri tabanından elde edilir. Bu dosya modelin dıģ yüzeyini temsil eden sıralanmamıģ bir üçgen yüzey listesinden ibarettir (ġekil 2.2b.). Ġki tür STL veri formatı vardır. Biri ASCII formatı diğeri ise ikili formattır. ASCII STL dosyası ikili formattan daha çok yer kaplamaktadır fakat okunabilir özelliktedir. Bir STL dosyası, üçgen yüzeyleri oluģturan her üç vektör için belirtilen XYZ koordinatları ve bir normal vektörle tanımlanır. STL dosyası bir yüzey modeli olduğundan CAD modelden elde edilir. Ancak birçok ticari CAD sistemi STL formatıyla uyumlu değildir. Bu sebeple sık sık sorunlarla karģılaģılır. Bununla birlikte STL formatıyla çalıģmanın birçok belirgin avantajı vardır. Öncelikle 3 boyutlu CAD verilerinin basit bir Ģekilde temsil edilmesini sağlar. Ġkinci olarak çoğu HPÜ ve CAD sisteminde kullanılabilmesidir. Bir diğer avantajı da geometrik Ģekillerin veri transferi için basit dosyalar sağlamasıdır (Özuğur, 2006). ġekil Tipik bir katı model görüntüsü(a) ve STL formatına dönüģmüģ hali(b) görüntüsü 18

35 Her türlü imalat sektöründe yeni açılımlara olanak sağlayacak olan HPÜ teknolojisi, özellikle hassas parça imalatı, tıbbi uygulamalar, uzay sanayi ve kalıpçılık gibi birçok alanda kullanılmaya uygundur. ġekil 2.3,2.4,2.5,2.6 HPÜ teknolojisinin bazı uygulama alanlarını göstermektedir. ġekil Lazer Sinterleme ile üretilmiģ kalıplar ġekil Kömürle çalıģan santrallerde kullanılan özel seramik filtreler 19

36 ġekil Mimari hazırlıklarda yardımcı olabilecek maket çalıģmaları ġekil Çelik konstrüksiyon çalıģmaları için üretilmiģ bir model HPÜ sistemlerinde inģa safhasında model içinde asıl unsur olmayan boģluk alanlar destek yapıları ile inģa edilir. Bunun amacı modelin oluģturulması esnasında parça üzerindeki temel unsurların inģa esnasında desteklenerek çevresinde bulunan boģluğa çökmesini engellemektir. Parçanın inģası sonrası bahsedilen bu destek yapıları parça yüzeyinden destek yapısının niteliğine bağlı olarak ayrıģtırılarak temizlenir (Özuğur, 2006). 20

37 Seçici lazer sinterleme (SLS) ve seçici lazer ergitme (SLM) 80 li yılların ortalarında 90 lı yılların baģında geliģmeye baģlayan Hızlı Prototipleme çalıģmaları artık üretimin her aģamasında hızla yer alarak 90 lı yıllarda seçici lazer sinterleme (SLS) ve seçici lazer ergitme (SLM) sistemleri geliģerek metal tozlarından direkt parça imalatına geçilmiģtir. Bu bağlam içindeki teknolojiler önce prototip, daha sonra pilot parti üretiminde kullanıldıktan sonra; ürünü pazara daha da hızlı sokmak üzere, ağır üretim teçhizatının devreye alınmasına kadar seri üretimde de baģarı ile kullanılmaktadır (Duman,2009). SLS prosesinde toz serme yöntemi ve tozlar arasında bölgesel ergime sağlanmaktadır. Lazer mikro sinterleme iģleminde de aynı SLS deki gibi toz serilme ve tozlar arasında bölgesel ergime sağlanmaktadır. SLM imalat yönteminde ise toz serme ve tozlar arası tam ergitme sağlanmaktadır. 3D Lazer giydirme prosesinde de tozlar bir lüle vasıtası ile lazerin odağına püskürtülmekte ve tam ergitilme sağlanmaktadır. Toz olarak tek bileģenli tozlar, alaģımlı tozlar ya da düģük ergime noktasındaki toz karıģımları ve yüksek ergime noktasındaki tozlar günümüzde geçerli kullanımı olan tozlardır. Bölgesel ergitme yapan sistemlerde teorik yoğunluk %45 ile %85 arasında değiģmektedir. Sinterlemede ergime noktası düģük metaller kullanıldığında (bakır ve bronz) teorik yoğunluğu artmakta ve tam erime sağlanabilmektedir. SLM ve 3D giydirme yöntemlerinde üretilen parçalar teoriye yakın olarak yüksek yoğunluktadır. Ayrıca üretilen parçalardaki mikro yapı ve ısıl artık gerilmeler ısıl tavlamada azalmaktadır. Bu da bazı parçalara yüksek yüzey kalitesi sağlayabilmektedir, ince talaģla son bir iģlem yapılmasına gerek kalmaz (Sofu, 2007). SLM ve SLS yöntemleri eklemeli imalat (Additive manufacturing) yöntemleri grubuna girmektedir. Katman kalınlığı kadar serilen toz laser ıģınları ile STL formatındaki 3 boyutlu CAD modelde seçilen yerler ergitilir ya da sinterlernir. Bu iģlem tamamlandıktan sonra toz tablası katman kalınlığı kadar aģağı iner ve süpürücü 21

38 veya merdane vasıtasıyla metal tozlar tekrar serilir. Toz serme iģleminden sonrada toz yatağının seçilen bölgeleri ergitilir ya da sinterlenir. Bu iģlemler tüm model oluģturuluncaya kadar devam eder. Böylece birçok katmandan oluģan katı gerçek parça elde edilmiģ olur. ġekil 2.7 de SLM prosesinin temeli gösterilmektedir. ġekil 2.8 de ise SLM tezgahının genel Ģeması görülmektedir( Tolosa et al.2010). ġekil SLM temeli (Meiners, 2011) 22

39 ġekil SLM prosesinin genel görünüģü (Tolosa et al. 2010) SLM prosesi aģağıdaki aģamalardan meydana gelmektedir (ġekil 2.9.). 1. Herhangi bir CAD programı ile 3 boyutlu katı model oluģturulması, 2. 3 boyutlu katı modelin STL formatına dönüģtürülmesi, 3. Katı modelin bilgisayar ortamında dilimlere ayrılması, 4. Eğer ihtiyaç varsa parçaya destek yapıların oluģturulması, 5. Parçanın lazer ıģını ile katman katman ergitilerek inģa edilmesi 6. Üretilen parçanın temizle ve bitirme iģlemleri, eğer gerekli ise ince bir talaģ kaldırma operasyonu yapılması. 23

40 ġekil SLM proses algoritması (Schafer, 2009) Bu yöntemlerde herhangi bir bağlama elemanına ve imalattan sonra herhangi montaja ihtiyaç duyulmadığından farklı sektörlerde birçok uygulama alanlarına sahiptir. Ayrıca bu teknolojilerde farklı tip malzemeler birlikte kullanılarak özel ihtiyaçları karģılayacak yüksek özellikli parçalar üretmek mümkündür. Sağlık, havacılık, otomotiv, plastik enjeksiyon kalıpları üretimi, elektronik gibi bir çok sektörde SLM ve SLS uygulamaları yaygın bir Ģekilde gerçekleģtirilmektedir Seçici lazer ergitmede tarama stratejileri SLM ve SLS yöntemlerinde, ısı transferi üretilen parçaların özellikleri üzerinde büyük bir etkiye sahiptir. Bu etkiyi modellemek için birçok çalıģma yapılmıģtır. SLS de lazer gücü, darbe frekansı ve tarama hızı ana parametrelerdir. Tarama stratejisi daha az öneme sahiptir. SLM prosesinde ise temel amaç tam yoğunlukta parça imal etmek olduğundan toz malzemeler tamamen eritilmektedir. Bu yüzden çok yüksek lazer gücü kullanılması gerekmektedir. Sonuç olarak da parça üzerinde olumsuz ısıl etkiler yaratan ısıl gerilmeler meydana gelmektedir. 24

41 Toz malzemelere çok fazla miktarda enerji verildiğinde yüzey gerilme gradyanları yüzünden yuvarlanmalar (balling) ortaya çıkmaktadır. Aynı zamanda da homojen olmayan büzülmelerden dolayı birleģtirilmiģ katmanlarda kalıcı gerilmeler oluģabilmektedir. Hem yuvarlanma hem de kalıcı gerilmeler parça üzerinde olumsuz etkilere sahiptir. Yuvarlanmalar kötü yüzey kalitesine, yüksek gözenekli yapıya ve zayıf birleģmelere neden olmaktadır. Kalıcı gerilmelerden dolayı da parçanın mekanik özellikleri zayıf olmaktadır. Ayrıca katmanların birleģmesi sırasında kırılmalara ve bozukluklara neden olmaktadır (Jhabvala,2010). Bu etkileri azaltmak için Ģekil 2.10 daki gibi çeģitli tarama stratejileri geliģtirilmiģtir. ġekil SLM tarama stratejileri 25

42 Paralel tarama Paralel tarama stratejisi CAD dosyasına göre modeli en kolay Ģekilde oluģturma avantajına sahiptir. Fakat düģük hızlarda birleģtirilen katmanlar üzerinde geniģ sıcaklık gradyanlarına neden olmaktadır. Bu da istenmeyen bir durumdur. Çünkü x eksenine paralel Ģekilde tarama sırasında sıcaklık gradyanları neredeyse y eksenine paraleldir. Bunun sonucu olarak homojen olmayan birleģmeler oluģmakta ve y yönünde kalıcı eğilme gerilmelerine neden olmaktadır. Eğer bu gerilmeler malzemenin mekanik dayanımından daha güçlü ise x yönünde kırılmalar meydana gelmektedir ( Jhabvala,2010). Spiral tarama Spiral tarama stratejisi ile tarama yönüne dik kenardaki aģırı ısınma problemini çözmek mümkündür. Eğer tarama hızı yeteri kadar yüksek ise paralel tarama stratejisine göre daha iyi sonuçlar elde edilebilir. Aynı zamanda bu strateji parçanın merkezinde ciddi aģırı ısınmalara da sebep olabilir ( Jhabvala,2010). Fırça tarama Bu tarama paralel taramaya benzerdir. Parale taramadan farkı ise tarama geniģliği w p nin çok küçük olmasıdır. Bu strateji aģırı ısınmayı ve sıcaklık gradyanlarını engellemek için hem düģük hem de yüksek iletkenliğe sahip tozlar da alternatif bir çözüm olarak kullanılabilir ( Jhabvala,2010). Satranç tablası Ģeklinde tarama Satranç tablası Ģeklinde tarama stratejisi küçük hücreler içinde toz malzemeleri birleģtirmek için bölünmüģ alanlardan oluģmaktadır. Her bir hücreye alternatif yönlerde paralel tarama uygulanır. Yani bu strateji standart paralel tarama yönteminin küçültülmüģ hali olarak görülebilir. Bu Ģekilde küçültme ile ısıl 26

43 dinamikler ayarlanır ve sıcaklık homojensizlikleri engellenmiģ olur. Bu tarama stratejisinde küçük hücrelerin rastgele taranması büyük önem taģımaktadır (Jhabvala, 2010) TalaĢ Kaldırma Esasları TalaĢlı imalat, iģ parçası yüzeyinin kesici takımlar yardımıyla parça keserek Ģekillendirilmesi iģlemidir. Metal kesme son zamanlarda kontrollü talaģ üretme iģlemi olmaya baģlamıģtır. Kaldırılan talaģ, kesme bölgesinde kontrol edilebilmekte; iģlem sırasında doğan ısının önemli bir miktarı çıkan talaģ tarafından uzaklaģtırılmaktadır. Metal kesmede talaģ oluģumunun kontrolü, operasyonun özelliğine göre öncelik arz edebilir. Genel olarak talaģlı imalatın amacı metali belirli bir Ģekil ve boyuta getirmekse de verimli bir talaģlı imalat için iģlemlerin uygun talaģ oluģumunu sağlayacak Ģekilde yapılması gerekir. Bunun için talaģın uygun bir formda çıkarılması, gerekirse talaģın talaģ kırma mekanizmaları ile kırılması sağlanmalıdır. TalaĢ kırma iģleminin nedeni, sadece iģlem sırasında oluģacak talaģın depolama kolaylığı değil, aynı zamanda kesme bölgesinden uzaklaģan talaģın temasta bulunacağı takım veya iģ parçasına verebileceği zararları engellemek ve oluģan ısının büyük bir bölümünün talaģla ortamdan uzaklaģmasını sağlamaktır (Tekaüt, 2008 ). Döküm, dövme, haddeleme ve diğer Ģekillendirme yöntemleriyle üretilmiģ mühendislik malzemelerinin kullanıma hazır hale getirilmesi için çoğunlukla talaģlı imalat iģlemine maruz kalmaları gerekir. TalaĢlı imalat iģleminde, iģ parçasını istenilen geometriye getirmek için, parça üzerindeki fazlalıklar uygun takım tezgâhı ve kesici takım kullanılarak istenilen boyutlar ve yüzey kalitesi sağlanır (Aksoy, 2009). 27

44 Metal kesme mekaniği Bu bölümde dik ve ortogonal kesme tipleri hakkında ayrıntılı bilgiler verilmiģtir Dik (Ortogonal) kesme mekaniği Birçok yaygın kesme iģlemleri, üç boyutlu ve kompleks geometrilere sahip olmasına rağmen, iki boyutlu ortogonal kesme metal talaģ kaldırma iģleminin genel mekaniğini açıklamak için kullanılır. Ortogonal kesmede malzeme ile takım kesme kenarı arasındaki açı diktir ve bu Ģekilde talaģ kaldırma iģlemi gerçekleģir. Daha karmaģık, üç boyutlu eğik kesme iģlemlerinin mekaniği, genellikle ortogonal kesme iģlemine uygulanmıģ geometrik ve kinematik dönüģüm modelleriyle değerlendirilir. ġekil 2.11 de Ģematik olarak ortogonal iģlemlerinin temsili gösterimi yapılmıģtır. Ortogonal kesme, kesme kenarı, kesme hızına (V) dik olan düz takımla Ģekillendirme iģlemine benzer. Kesme geniģliği (b) ve kesme derinliği (paso) (a) ile metal talaģ, iģ parçasından kesilerek ayrılır. Ortogonal kesmede kesme iģlemi kesme kenarı boyunca uniform olarak düģünülür. Böylelikle malzemenin kenarına yayılma olmaksızın iki boyutlu düz birim Ģekil değiģtirme iģlemi gerçekleģmiģ olur. Dolayısıyla, kesme kuvvetleri sadece esas kesme kuvveti (F c ) ve ilerleme kuvveti (F f ) olarak isimlendirilen hız ve kesilmemiģ talaģ kalınlığı doğrultusunda güç sarf eder. ġekil Ortogonal kesme geometrisi [(a) Düzlemsel parçalarda ortogonal kesme, (b) Silindirik parçalarda ortogonal kesme] (Taylan, 2009) 28

45 ġekil 2.12 de ortogonal kesmenin kesit görünüģünden de anlaģılacağı üzere kesme iģleminde üç adet Ģekil değiģtirme (deformasyon) bölgesi vardır. Takım kenarı iģ parçasına dalarken takımın malzeme içerisinde hareketiyle bir talaģ formu oluģmaya baģlar ve ilk kayma bölgesi oluģur. Malzemenin kesilmesiyle talaģ kısmen Ģekil değiģtirir ve takımın talaģ yüzeyi boyunca hareketiyle ikinci deformasyon bölgesi oluģur. Takımın yan yüzeyindeki sürtünme bölgesinde ise üçüncü bölge meydana gelir. TalaĢ baģlangıçta takımın talaģ yüzeyine yapıģır ve burada yapıģma bölgesi oluģur. Kayma alanındaki (talaģın takım talaģ yüzeyinde ilerlediği) sürtünme gerilmesi yaklaģık olarak malzemenin kayma gerilmesine eģittir. TalaĢ yapıģma olayı biter ve sürekli kayma sürtünmesiyle talaģ yüzeyinde talaģ akması baģlar. TalaĢ takımdan ayrılır, takımın talaģ yüzeyi ile temas kaybolur. Temas uzunluğu kesme hızı, takım geometrisi ve malzeme özelliklerine bağlıdır. Birincil kesme bölgesinin analizinde basit olarak iki tip varsayım vardır. Merchant ince tabakalar için kesme bölgesinin tahmin edilmesinde bir ortogonal kesme modeli geliģtirmiģtir. Lee, Shaffer, Palmer ve Oxleyplastisite kanunlarıyla uyumlu kayma deformasyon bölgesinde kayma açısı tahmini yapabilen kendilerine ait analiz oluģturmuģlardır. Deformasyon geometrisi ve kesme kuvvetleri ġekil 2.13 te ortogonal kesmenin kesitiyle gösterilmektedir (Taylan, 2009). ġekil Ortogonal kesmede oluģan deformasyon bölgeleri (Taylan, 2009) 29

46 ġekil Ortogonal kesme mekaniği Burada deformasyon, kesme kenarının köģe olduğu, pah veya yarıçap bulundurmadığı ve kayma düzleminin son derece ince olduğu bölgede oluģmaktadır. Kayma açısı (υ) kesme hızı (V) ve kayma düzlemi doğrultuları arasındaki açı olarak belirlenmiģtir. Kayma düzlemindeki kayma gerilmesi (τ s ) ve normal gerilme (σ s ) sürekli olarak mevcuttur. TalaĢ üzerinde oluģan bileģke kuvvet (F R ) kayma bölgesine uygulanmıģ olup talaģ-talaģ yüzeyi arasındaki bölgede ortalama daimi sürtünme 30

47 olduğu varsayılarak hesaplanır. BileĢke kuvvet (F R ), esas kesme kuvveti (F C ) ile ilerleme kuvveti (F P ) nin bileģkesidir. F F F (2.1) 2 2 R c f Takım kuvveti veya pasif kuvvet kesilmemiģ talaģ kalınlığı doğrultusunda, esas kesme kuvveti veya iģleme kuvveti kesme hızı doğrultusundadır Eğik (Oblique) kesme mekaniği ġekil 2.14 de eğik kesme iģlemlerinin Ģematik olarak temsili görünümü mevcuttur. Ortogonal ve eğik kesme mekaniği arasındaki fark ġekil 2.11 ve ġekil 2.14 deki kesme geometrisine tekrar bakılarak biraz daha iyi anlaģılabilir. Eğik kesme mekaniği Ģekil 2.15 de görülmektedir. Kesme hızı (V) ortogonal kesmede kesme kenarına diktir. Oysaki eğik kesmede, kesme kenarı ile normal düzlemi arasında bir (i) eğim açısı bulunmaktadır. Kesme kenarının normali ve kesme hızına paralel olan düzlem, normal düzlem veya P n olarak belirlenebilir. Kesilme olayı ve talaģ oluģumu, kesme hızıyla paralel tüm normal düzlemlerde benzerdir ve kesme kenarına diktir. Dolayısıyla kesme hızı, kayma hızı ve talaģ hızı kesme kenarına diktir. BileĢke kuvvet ve kayma talaģ yüzeyi bölgesindeki diğer kuvvetlerin tümü ortogonal kesmede aynı normal düzlemdedir. Normal düzleme dik üçüncü doğrultuda bir kesme kuvveti yoktur. Eğik kesme iģlemlerinde kesme hızı eğimlidir ve böylece kayma, sürtünme, talaģ akıģı ve bileģke kuvvet doğrultuları 3 kartezyen koordinatın bileģkeleridir. ġekil 2.15 de x ekseni kesme kenarına diktir, fakat kesme yüzeyi üzerindedir. Y ekseni kesme kenarıyla hizalıdır ve z ekseni xy düzlemine diktir. Eğik kesmede kuvvetler 3 doğrultunun tümünde de oluģmaktadır. Eğik kesmede önemli olan düzlemler kayma düzlemi, talaģ yüzeyi, kesme yüzeyi xy, normal düzlem xz, veya P n ve hız düzlemi P v dir. Normal düzlemdeki eğik kesmenin mekaniği ortognal kesme ile aynıdır, dolayısıyla tüm hız ve kuvvet vektörleri normal düzlemde hesaplanır (Taylan, 2009). 31

48 ġekil Eğik kesme iģlemi [(a) Düzlemsel parçalarda eğik kesme, (b) Silindirik parçalarda eğik kesme](taylan, 2009) ġekil Eğik kesme Geometrisi (Taylan, 2009) TalaĢ oluģumu ve talaģ geometrisi TalaĢ oluģumu Ģekil 2.16 da gösterilen kart modeli teorisine göre birincil deformasyon bölgesi içinde oluģan belirli bir kesme düzlemi boyunca meydana gelir. Kesme düzlemine kadar malzeme elastik olarak uzatılır. Ġlk deformasyon, oluģan bu düzlem üzerinde baģlar ve kesme yönüne yönlenmiģ ardıģık kesme düzlemleri 32

49 boyunca devam eder. Kesme sırasında bu Ģekilde kaldırılan malzeme tabakasına talaģ denir (ÖzçatalbaĢ, 1996). ġekil TalaĢ oluģumunda kart modeli ve talaģ kayma Ģekil değiģimi (BaĢaltın, 2010) TalaĢın parça üzerinden ayrıldığı düzleme kesme düzlemi, bu düzlemin kesme yönüyle yaptığı açıya (υ) kesme açısı denir. Kesme düzlemi boyunca parçadan ayrılacak deforme edilmemiģ talaģın geniģliği (b) kalınlığı (t o ) ile ifade edilirken oluģan talaģın kalınlığı (t c ) t o dan daha fazladır. TalaĢ kaldırma sırasında takım, kesme yönünde (V) kesme hızıyla ilerler ve talaģ, parçadan (V c ) hızıyla uzaklaģır. Takım yüzeyi boyunca yapıģma ve sürtünme etkisiyle oluģan bölge ikincil deformasyon bölgesini oluģturur (ÖzçatalbaĢ, 1996). 33

50 TalaĢ tipleri TalaĢ kaldırma belirli boyut Ģekil ve yüzey kalitesine sahip bir parça meydana getirmek için ucu keskin bir takımla ve güç kullanarak, iģ parçası (hammadde, taslak) üzerinden tabaka Ģeklinde malzeme kaldırma iģlemidir. Ayrılan malzeme tabakasına talaģ denir. Fiziksel bakımdan talaģ kaldırma iģlemi, elastik ve plastik Ģekil değiģtirmeye dayanan sürtünme, ısı oluģumu, talaģın kırılması ve büzülmesi, iģlenen parçanın yüzeyinin sertleģmesi, takım ucunun ağzının aģınması gibi olaylar meydana gelen, karmaģık bir fiziksel olaydır (Tali, 2010). Kesme parametrelerine ve iģlenen malzemeye bağlı olarak Ģekil 2.17 deki gibi çeģitli talaģ tipleri oluģmaktadır (Çakır, 2006). Bu tipler; 1. Birçok çeliklerde olduğu gibi sürekli, uzun talaģ, 2. Paslanmaz çeliklerde olduğu gibi lameller halinde talaģ, 3. Dökme demirlerde olduğu gibi kısa talaģ, 4. Süper alaģımlarda olduğu gibi değiģken yüksek mukavemetli talaģ, 5. Alüminyumda olduğu gibi yumuģak ve düģük mukavemetli talaģ, 6. Sert çeliklerde olduğu gibi yüksek sıcaklık ve basınca dayanıklı talaģ, 7. Titanyumda olduğu gibi parçacıklar halinde talaģ Ģeklindedir. 34

51 ġekil TalaĢ tipleri (Çakır, 2006) Kesme kuvvetleri TalaĢ kaldırma iģlemi esnasında oluģan kesme kuvvetleri, ısı oluģumu, takım ömrü, iģlenen yüzeyin kalitesi ve iģ parçasının boyutları üzerinde önemli bir etkiye sahiptir. Kesme kuvvetleri aynı zamanda takım tezgâhlarının, kesici takımların ve gerekli bağlama kalıplarının tasarımında da kullanılır. Tornalama iģlemi esnasında oluģan kuvvetler Ģekil 2.18 de Ģematik olarak gösterilmiģtir (Çetinçalı, 2010). 35

52 ġekil Kesme kuvvetlerinin bileģenleri (Çakır, 2006) Burada kesme kuvvetinin üç bileģeni mevcuttur; Esas kesme kuvveti (F c ): Kesme hızı yönünde etki eder. En büyük kuvvet olup metal kesme iģleminde harcanan gücün genelde % 99 una karģılık gelir. Ġlerleme kuvveti (F f ): Kesici takımın ilerlemesi yönünde etkiyen kuvvettir. Kesme kuvvetinin ekseriyetle yaklaģık %50 si kadardır fakat ilerleme hızının kesme kuvvetiyle karģılaģtırıldığında çok küçük olduğu için metal kesme iģlemindeki gerekli gücün çok az bir kısmına karģılık gelir. Radyal kuvvet (F r ): iģlenen yüzeye dik etkiyen kuvvettir. Bu kuvvet de ilerleme kuvvetinin yaklaģık %50 si kadardır (Balcı, 2008). BileĢke kuvvet bu üç kuvvetin vektörel olarak toplanması ile elde edilir ve aģağıdaki eģitlikle hesaplanır: F 2 = F 2 c + F 2 f + F 2 r F F F F (2.2) R c f r 36

53 Yüzey pürüzlülüğü TalaĢlı imalatta üretilen parçalar gözle incelendiği zaman yüzey her ne kadar düz gibi görünse de gerçekte parça yüzeyindeki gerçek sürtünme alanı parça alanından daha az olmaktadır. Ortalama yüzey pürüzlüğü (R a ) gereksinimi yaklaģık olarak 1,6 µ yi geçtiği durumlarda çoğu zaman imalatçılar yüzey pürüzlülüğü ölçmekten çok görsel kontrolü seçerler. Yüzey pürüzlülüğünün çok önemli olduğu durumlarda yüzey pürüzlülüğü kalite kontrolü gerekir. Bunun için uluslararası yüzey pürüzlülük standartları belirlenmiģtir. Ülkemizde TS 2040 nolu yayınla yüzey kaliteleri bir standarda bağlanmıģtır. Daha sonra bunu TS 2495, TS 971, TS 2578, TS 6956 ve TS 930 standartları izlemiģtir (Balcı, 2008). Yüzey pürüzlülüğü birçok alanda önemli bir parametredir (Tekaüt 2008). Bunların bazıları; Sürtünmeli yataklar, Korozyon ortamında çalıģan parçalar, Yuvarlanmalı yataklar, BoyanmıĢ ve kaplanmıģ yüzeyler, Sızdırmazlık yüzeyleri, Plastik enjeksiyon kalıp yüzeyleri, Mastarlar vb. TalaĢ kaldırma ile iģlenen yüzeylerde, dalgalılık ve pürüzlülük olmak üzere iki türlü düzensizlik meydana gelir (ġekil 2.19.). Dalgalılık, geometrik sapmalar grubuna girdiğinden yüzey kalitesini yüzey pürüzlülüğü tayin eder. Standart yüzey pürüzlülüğü değerlendirme kriterleri, yüzeye dik olan bir kesitte belirli bir numune uzunluğu boyunca, belirli bir referans profiline ve profil ortalama çizgisine göre tayin edilir (ġekil 2.20.)(Yazman, 2006). 37

54 ġekil Yüzey kalitesini tayin eden faktörler ġekil Yüzey pürüzlülüğün değerlendirilmesi SeçilmiĢ uzunluk sınırları içerisinde, ortalama çizgisi ve profilin en yüksek noktası arasındaki mesafe maksimum profil tepe yüksekliği (R p ), profil çukurları çizgisi ve profil tepeleri arasındaki mesafe profilin maksimum tepe yüksekliği (R t ), beģ en yüksek profil tepe yükseklikleri ve beģ en derin profil derinliklerinin mutlak değerinin ortalamasına düzensizliklerin 10 nokta yüksekliği (R z ) ve seçilmiģ örnek 38

55 uzunluktaki profil sapmalarının mutlak değerlerinin aritmetik ortalaması (R a ) olarak tanımlanır (ÖzçatalbaĢ, 2002). Kesici takım uç yarıçapı, kesici takımın uç mukavemeti ile birlikte üretilen ürünün yüzey kalitesini etkilemektedir. Kesici takım uç yarıçapı, ilerleme değerinin birkaç misli seçilmesi üretilen ürün kalitesine olumlu tesir etmektedir. Kesici takım uç yarıçapı büyüdükçe yüzey kalitesi ve kenar mukavemeti de buna bağlı olarak artmaktadır. Ancak unutulmaması gereken nokta, yarıçapı fazla büyük seçmek kesme direncini yükseltmekte ve tırlamaya sebep olabilmektedir. Uç yarıçapının büyümesiyle, serbest yüzeydeki ve talaģ yüzeyindeki aģınma değerlerinde azalma görülmektedir. Bu durum prosesi olumlu etkimekle beraber, kesici takım uç yarıçapının büyütülmesi oluģan talaģın istenilen boyutsal ve geometrik özelliklerden uzaklaģmasına sebep olmaktadır. Bu durum dikkate alınarak kesici takım uç yarıçapı belirlenmektedir. Kesici takım uç yarıçapı, ilerleme ve yüzey kalitesi arasındaki iliģki matematiksel olarak sunulmuģtur. R a f (2.3) r Burada, R a : yüzey pürüzlülüğünü, f : ilerleme oranını ve r : uç yarıçapını, ifade etmektedir (Atakök, 2008). ġekil 2.21 de görüldüğü üzere, uç yarıçapı büyüdükçe elde edilen yüzeyin kalitesi de artmaktadır. Aynı Ģekilde ilerleme oranının düģük seçilmesi ile yüzey kalitesinde iyileģme olduğu ġekil 2.22 de görülmektedir. Fakat Yüzey kalitesindeki iyileģme, yukarıda ifade edilen değiģimlere paralel değildir çünkü hem uç yarıçapının hem de 39

56 ilerlemenin seçiminde dikkate alınması gereken; iģ parçası mekanik özellikleri, kesici uç malzeme özellikleri, kesme Ģartları vs. gibi baģka faktörlerde vardır. ġekil Uç yarıçapının yüzey kalitesine etkisi (Atakök, 2008) ġekil Ġlerleme oranının yüzey kalitesine etkisi (Atakök, 2008) Yüzey pürüzlülüğüne etki eden faktörler Genellikle yüzey kalitesini etkileyen faktörler Ģöyle özetlenebilir: Takım tezgâhlarının yeterli rijitlikte olmaması, ĠĢlenen malzemede bağlamadan dolayı oluģan deformasyon, TalaĢ akıģının sebep olduğu bozukluk, Ġlerleme hızında meydana gelen düzensizlikler, 40

57 ĠĢlenen malzemedeki yapı bozukluğu, Kolay Ģekillendirilebilir malzemeler düģük kesme hızlarında iģlendiği zaman iģlenen malzeme yüzeyindeki yırtılmalar, Tezgâhın kinematik mekanizması, Yataklama sisteminden kaynaklanan tezgah hataları, Takım ucu ve takım tutucunun rijit olmamasından kaynaklanan imalat hataları, Kesicinin tasarımı, geometrisi ve kesme kapasitesi, Takım konumlama ve bağlama hataları, Takım aģınmasından kaynaklanan hatalar, ĠĢlenen malzemeden talaģ kaldırma Ģekli, Çevrenin etkisi ile oluģan hatalar olarak sayılabilir (AkkuĢ, 2010). Bütün talaģ kaldırma iģlemlerinde temel amaç iģ parçasında istenilen geometri ve hassas bir bitirme yüzeyi oluģturmaktır. TalaĢ kaldırma iģlemlerinde; istenilen geometri ve yüzey pürüzlülüğü olmak üzere iki önemli kalite karakteristiği üzerinde durulmaktadır. TalaĢ kaldırma iģlemlerinde talaģ akıģı ve malzeme taģınımının oldukça karmaģık olmasından dolayı matematiksel modellenebilmesi için çoklu değiģkene ihtiyaç vardır. Bu karmaģık yapıya rağmen, kısmen yüzey pürüzlülüğünün kontrolü, öncelikli olarak üç önemli talaģ kaldırma değiģkeni olan kesme hızı, ilerleme ve talaģ derinliği için uygun değerler seçilerek sağlanabilir. Genel olarak, talaģ derinliği ve ilerleme miktarının artmasıyla birlikte yüzey pürüzlülüğü miktarı artarken, buna zıt olarak kesme hızının artmasıyla birlikte yüzey pürüzlülük değerleri azalmaktadır (AkkuĢ, 2010). ġekil 2.23 de yüzey pürüzlülüğüne etki eden faktörler Ģematik olarak gösterilmiģtir. ĠĢ parçasının yüzey pürüzlülüğünü etkileyen bu faktörler; ilerleme, takım geometrisi, kesme sıvısı ve takım-iģ parçası arasında kendiliğinden meydana gelen titreģim olmak üzere dört kısma ayrılmıģtır (Çetin, 2010). 41

58 ġekil Yüzey pürüzlülüğüne etkiyen faktörler Takım aģınması Bütün talaģlı imalat iģlemleri esnasında kesici takımlar belirli bir süre sonra etkin olarak kesme kabiliyetlerini kaybederler. Kesici takım geometrisindeki tedrici Ģekil değiģikliği (aģınma), anlık yüksek kuvvetlerden dolayı kesici ucun kırılması ve yüksek sıcaklık ve gerilmeler nedeniyle kesici takım malzemesinin dayanımının azalarak plastik deformasyona uğraması kesici takımın kesme kabiliyetini kaybetmesinin nedenlerindendir (Günay, 2009). TalaĢ kaldırma iģlemi esnasında kesici takımın aģınması aģağıdakilerden biri veya birkaçının aynı anda gözlenmesiyle anlaģılır: Kesme kuvvetlerindeki aģırı yükselme, Sıcaklık artıģı, AĢırı titreģim, Yüksek gürültü, ĠĢlenen malzeme boyutlarındaki değiģim, ĠĢlenen yüzeyin bozulması (Günay, 2009). 42

59 AĢınma mekanizmaları Kesici kenarın ömrü birçok yüke bağlı olarak belirlenir. AĢınma takım, iģ parçası malzemesi ve iģleme koģullarının etkileģiminden kaynaklanan bir olaydır. Temel yük faktörleri ve bu faktörlerin etki ettiği bölgeler ġekil 2.24 de gösterilmiģtir (Yazman, 2006). ġekil Tipik aģınma bölgeleri (A- Mekanik, B- Isıl, C- Kimyasal, D- Abrazif yükleri temsil etmektedir.) TalaĢ kaldırma sırasında kesici kenar üzerinde etkili olan yük faktörlerinin bir sonucu olarak bazı temel aģınma mekanizmaları metalden talaģ kaldırma iģlemine etki eder(ġekil 2.25.) (Taylan, 2009). Bunlar; 1. Abraziv (aģındırıcılarla) aģınma 2. Difüzyon (atomik yer değiģtirme ile) aģınma 3. Oksidasyon aģınma 4. Yorulma ile aģınma 43

60 ġekil TalaĢ kaldırmada temel aģınma mekanizmaları(1.abrazif aģınma, 2.Difüzyon ile aģınma, 3.Oksidasyon aģınması, 4.Yorulma aģınması, 5.Adhezif aģınma ) Abrasyon aģınması Abrasyon aģınmasına çoğunlukla iģ parçası malzemesinin sert parçacıkları sebep olur. Sert parçacıklar, iģ parçası yüzeyi ile takım arasına geldiğinde taģlama iģlemindekine benzer bir durum oluģur. Kesici kenarın yan yüzeyinde aģınmaya sebep olan uç üzerindeki mekanik yüklerin bir sonucudur. Kesici kenarın abrasif aģınmaya karģı direnç kabiliyeti önemli ölçüde sertliğine bağlıdır. Sert parçacıkların yoğun bir Ģekilde sıkıģtırılması ile oluģan takım malzemesi aģınmaya karģı koyabilecektir, fakat iģleme sırasında oluģan diğer yük faktörleriyle boģa çıkacak Ģekilde donatılmıģ olmayabilir. Abrasif aģınma takım talaģ ara yüzeyinde ise krater aģınmasına sebep olur (Motorcu, 2006). 44

61 Difüzyon aģınması Difüzyon aģınmasında, talaģ kaldırma sırasında oluģan kimyasal yükler daha etkilidir. Takım malzemesinin kimyasal özellikleri ve takım malzemesinin iģ parçası malzemesine olan birleģme eğilimi difüzyon aģınma mekanizmasının oluģmasını belirler. Takım malzemesinin sertliği süreçte fazla etkili değildir. Malzemeler arasındaki metalürjik iliģki aģınma mekanizmasının büyüklüğünü tayin eder. Bazı takım malzemeleri iģ parçası malzemelerine karģı yüksek birleģme eğilimine sahipken bazılarının ise iģ parçası malzemelerinin çoğuna karģı birleģme eğilimi yoktur (Motorcu, 2006) Oksidasyon AĢınma Pek çok malzeme için oksitlenme oldukça farklı olmakla beraber metal malzemelerin çoğu için yüksek sıcaklık ve havanın varlığı oksidasyon demektir. Tungsten ve kobaltta talaģ tarafından daha kolay kazınıp uzaklaģtırılabilen gözenekli oksit filmi Ģeklinde oluģur. Bununla beraber alüminyum oksit gibi bazı oksitler daha güçlü ve daha serttir. Bazı kesici takım malzemeleri oksidasyon sebebiyle aģınmaya diğerlerinden daha meyillidir. Özellikle kenarla parçanın ara yüzeyinde, talaģ geniģliğinin bittiği yerde (talaģ derinliğinde) hava talaģ kaldırma sürecine katılma imkânı elde eder. Oksidasyon bu bölgede, kesici kenarda tipik çentiklerin oluģmasına sebep olur. Ancak bu tür aģınma günümüzün iģleme Ģartlarında yaygın olmayan bir durumdur (Taylan,2009) Yorulma ile aģınma Yorulma aģınması, genellikle termo-mekanik bir kombinasyondur. Sıcaklık dalgalanmaları ve kesme kuvvetlerinin yüklenmesi ve kaldırılması kesici kenarda çatlaklara ve kırılmalara sebep olur. Kesintili kesme etkisi sürekli ısı oluģumu soğumaya ve aynı zamanda kesici kenara çarpmalarla darbelere sebep olur. Bazı 45

62 takım malzemeleri yorulma mekanizmasına diğerlerinden daha duyarlıdır. Aynı zamanda, kesme kuvvetleri, kesici kenarın mekanik dayanımı çok yüksek olduğunda sırf mekanik yorulma ortaya çıkabilir. Bu durum sert ve iģlenmesi zor (dayanım sınırı yüksek) malzemelerin oldukça yüksek ilerleme değerleriyle iģlenmesinden veya takım malzemesinin yeterince sert olmamasından kaynaklanabilir. Bununla beraber bazı durumlarda plastik deformasyonun hakimiyeti de söz konusudur (Taylan,2009) Adhesiv aģınma Bu aģınma aynı zamanda yıpranma aģınması diye de bilinir. Takımın talaģ yüzeyinde daha çok düģük iģleme sıcaklıklarında oluģur. Uzun talaģ (akma talaģ) ve kısa (kopuk) talaģ veren iģ parçası malzemelerinin hepsinde (çelik alüminyum ve dökme demir gibi) söz konusu olabilir. Bu mekanizma genellikle kesici kenar ile talaģ arasında kenarda yığılmıģ talaģ oluģmasına sebep olur. Dinamik bir yapısı vardır. TalaĢtan birbirini takip eden katmanlar talaģ yüzeyine kaynaklanarak sertleģir ve kesici kenarın bir parçası halini alır. Kenarda yığılmıģ talaģ tabakası yırtılıp uzaklaģır ve tekrar birikmeye baģlayabilir veya kesici kenardan küçük parçaların kırılıp uzaklaģmasına, kırılmaya sebep olabilir. Bazı kesici malzemeleri ve bazı iģ parçası malzemeleri örneğin sünek (özlü-çekilebilir) çelikler gibi bu basınçla kaynamaya diğerlerinden daha fazla eğilim gösterirler. Daha yüksek iģleme sıcaklıklarına ulaģıldığında bu durum için Ģartlar önemli ölçüde ortadan kalkar. (Taylan,2009) Takım aģınma tipleri Belirtilen aģınma mekanizmaları nedeniyle meydana gelen aģınma tiplerinin sınıflandırılması, iģleme tipi, malzeme için doğru iģleme Ģartları ile takım sınıfının belirlenmesinde ve dolayısıyla kesme iģleminin optimizasyonu için önemlidir. ġekil 2.26 da kesici takımlarda görülebilen aģınma tipleri verilmiģtir (Günay, 2009). 46

63 ġekil Kesici takımdaki aģınma tipleri 1. Yanak aģınması: Abrasiv aģınma mekanizmasıyla oluģur. 2. Krater aģınması: Abrasiv ve difüzyon aģınma mekanizmasıyla oluģur. 3. Plastik deformasyon: Yorulma aģınma mekanizmasıyla oluģur. 4. Çentik aģınması: Oksidasyon ve yapıģma aģınma mekanizmasıyla oluģur. 5. Termal çatlaklar: Isıl yorulma aģınma mekanizmasıyla oluģur. 6. Mekanik yorulma çatlakları: Mekanik yorulma aģınma mekanizmasıyla oluģur. 7. Çıtlama (Çentiklenme) : Yorulma aģınma mekanizmasıyla oluģur. 8. Kırılma (Kesici uç kırılması) : Plastik deformasyondan sonra oluģur. 9. Yığılma-sıvanma (BUE) : Adhesiv aģınma mekanizmasıyla oluģur. 47

64 2.5. ĠĢlenebilirlik ĠĢlenebilirlik evrensel olarak tanımlanmıģ standart bir özellik değildir. Genellikle iģ parçasının iģlenebilme kabiliyeti, yani iģ parçasının kesici bir takımla Ģekillendirilmesinin ne kadar kolay veya zor olduğu iģlenebilirlik olarak adlandırılır. ĠĢ parçası malzemelerinin metalürjisi, kimyası, mekaniği, ısıl iģlemi, katkı maddeleri, içerisindeki kalıntılar gibi özellikler iģlenebilirliği etkilerler. Bu etkilerin yanı sıra iģlenebilirlik üzerinde kesici kenarın, takım tutucunun, takım tezgâhının, iģlemlerin ve iģleme koģullarının da etkisi büyüktür (Demirok, 2008). Bir iģ parçasının iģlenebilirliği, her zaman saat baģına üretilen parça sayısı, her parça için iģleme maliyeti veya üretilen parçanın son yüzey kalitesi olarak ifade edilebilir. Pratikte çok değiģik iģlemler yapıldığından farklı iģlenebilirlik kriterleri ortaya çıkmaktadır. Her hangi bir malzeme, bir kritere göre iyi iģlenebilirlik özelliğine sahip iken, değiģik tür iģlemler yapıldığında veya kesme Ģartları ve takım malzemeleri değiģtiği zaman kötü iģlenebilirlik özelliği gösterebilir (Yazman, 2006). ĠĢ parçası malzemesinin metalürjisi, kimyasal yapısı, mekanik özellikleri, ısıl iģlemi, katkıları, kalıntıları, yüzeyindeki sert tabakanın kalınlığı vb. özellikleri, kesici kenar, takım bağlama biçimi, takım tezgahı, iģleme biçimi ve iģleme Ģartları gibi faktörler iģlenebilirlik üzerinde etkilidir. Malzemeler için iģlenebilirlik değerleri, en ideal durumlarda bile, daha ileri düzeyde optimizasyon için baģlangıç değerlerine kılavuzluk eder. Sınırlı bir malzeme dizisindeki belli sayıda operasyonun gerçekleģtirilmesinde bir atölye veya iģletme, iģleme sırasındaki zorluklar veya kolaylıklara göre kendi önceliklerini benimser. ĠĢlenebilirliği geliģtirmek için; döküm kalitesini iyileģtirmek, malzemeyi kolay iģlenebilir hale getirmek veya değiģtirmek, takım malzemesini, takım geometrisini, bağlama Ģartlarını veya kesme sıvısı vb. değiģtirmek gerekebilir. En geniģ anlamda iģlenebilirlik kesici takım iģ parçası çiftine ait aģağıda verilen kriterlerce tanımlanan bir özellik olarak adlandırılabilir (Ensarioğlu, 2007). 48

65 Takım ömrü, TalaĢ oluģumu, Yüzey kalitesi, TalaĢ debisi, Kesme kuvveti / güç, Yığma kenar eğilimi. Genel olarak, daha sert malzemeler zor iģlenir. Buna rağmen iģlenebilirlik malzemenin sertliğinden çok mikro yapısı ile doğrudan daha çok ilgilidir. Bir çok alaģım sınıfının iģlenebilirliği, eğer mikro yapıları, baģtan sona gevrek veya kolay iģlenen ikinci fazdan orta derecede sünek bir matrikse tamamen dönüģebilirse iyileģtirilebilir. Paslanmaz çelikler, iģlenebilirliği düģüren yüksek alaģım içeriğine sahiptir, fakat bazı kolay iģlenebilen paslanmaz çelikler bazı kolay iģlenebilen karbon çeliklerine nazaran iģlenebilirlikte avantaj sağlayabilir. (Yaz, 1999) Paslanmaz çeliklerin iģlenebilirliği Paslanmaz çeliklerde yüksek çekme mukavemeti ve korozyon direncini sağlamak için gerekli olan malzeme kompozisyonu paslanmaz çeliklerin iģlenmesini zorlaģtırmaktadır. ĠĢlerken pekleģen kaim bölgeler, tel Ģeklindeki talaģlar, Ģiddetli harmonikler ve yüksek iģleme sıcaklıkları talaģ kaldırma iģlemi sırasında büyük rol oynamakta ve takım ömrünü azaltmaktadır. Östenitik paslanmaz çeliklerdeki krom, nikel ve molibden muhtevası bu alaģımların yüksek gerilmeler alında plastik deformasyona uğramasına sebep olmaktadır. Ayrıca, paslanmaz çeliğin soğuk olarak çekilmesi esnasında karbon çeliklerinde oluģan deformasyon sertleģmesi tabakasından daha kaim bir sertleģmiģ tabaka oluģur. Ek olarak, kesici takım ile temasta olan yüzey katmanları, malzemenin özüne göre, iki kat daha sert olabilir. Paslanmaz çeliğin plastik deformasyonu için gerekli olan yüksek kesme kuvvetleri ısıyı ve takım aģınmasını artıran ek bir pekleģmeye sebep olurlar (Balcı, 2008). 49

66 Paslanmaz çeliklerin yüksek çekme mukavemetine sahip olması da iģlenebilirliği olumsuz yönde etkilemektedir. Akma ve kopma noktaları arasındaki uzaklık normal karbonlu çeliklere göre daha fazladır. Dolayısıyla paslanmaz çelikler iģlenirken, normal karbon çeliklere göre daha fazla kesme kuvvetine ihtiyaç duyulmaktadır (Kara, 2010). TalaĢlı imalat alanında özellikle paslanmaz çeliklerin iģlenmesi hususunda son derece yararlı olacak bazı temel tavsiyeler mevcuttur. Bu tavsiyeler aģağıda verilmiģtir (Çakır 2006). Rijit bir takım tezgâhı seçilmelidir. Tezgâhın tabanının düzgün ve sert olması ve iģ milinin kalitesi son derece önemlidir. Uzun çubukların iģlenmesi esnasında yeterli rijitlik sağlanmalıdır. Takım ve iģ parçası bağlama sistemi mümkün olduğunca rijit olmalıdır. Minimum bir efektif uzunluğa sahip takım ve yüksek mukavemete sahip bir bağlama elemanı kullanımı tavsiye edilir. KöĢe radüsü uygulamaya göre seçilmelidir. Radüsün gereğinden büyük olması titreģime neden olacaktır, daha küçük ancak yeterince dayanıklı bir köģe radüsü daha iyi bir talaģ kontrolü ve daha küçük kesme kuvvetleri sağlar. Kesici kenar için yeterince dayanıklılık ve iyi bir keskinlik sağlayan bir kesme geometrisi kullanılmalıdır. Yeterince büyük bir pozitif talaģ açısına ve büyük boģluk açısına sahip takımlar kullanılmalıdır. Keskinliğin kaybolmaması için küçük kenar yuvarlatmaları daha uygun olabilir. Kaba talaģ kaldırma iģlemlerinde kesici kenarın güçlendirilmesi amacıyla pah kırma iģlemi yapılacaksa mümkün olan en küçük pah kırılmalıdır. Tornalama iģleminde kesme bölgesinde oluģan ısının ortamdan uzaklaģtırılması için doğru kesme sıvısı, bol miktarda kullanılmalıdır. TalaĢ yüzeyi ile talaģ arasındaki sürtünmeyi, temas yüzeyini en aza indirecek bir kesici uç geometrisi seçilmelidir. 50

67 Kaba talaģ kaldırma iģlemlerinde düģük talaģ derinliklerinde ve ilerlemelerde, yüksek kesme hızlarıyla çalıģmak yerine büyük talaģ derinliklerinde ve ilerlemelerde, düģük kesme hızlarıyla çalıģılmalıdır. Kaba veya yarı ince iģlemlerde, ince iģlemler esnasında takımın deformasyon sertleģmesine uğramıģ bölgenin altına nüfuz etmesine izin verecek miktarda bir iģleme payı bırakılmalıdır. Paslanmaz çeliklerin tornalanmasında ve frezelenmesinde sermetler uygun bir seçenek olarak dikkate alınmalıdır ĠĢlenebilirliği etkileyen faktörler ĠĢlenebilirlik terimi talaģlı iģlemde yaygın olarak kullanılmasına rağmen, tek boyutlu bir özellik olmayıp karmaģık boyutların oluģturduğu bir sistem özelliğidir. ĠĢlenebilirliğin tanımında gereksinme duyulan tüm faktör ve faktörler arası iliģkiler ġekil 2.27 de gösterilmiģtir. Kesici takım ve iģ parçası malzemelerinin, iģlem ortamı ve tezgâh ile oluģturduğu talaģlı iģlem sistemi, kesme koģullarıyla birlikte yeni oluģan iģ parçası yüzey kalitesini ve maliyet faktörünü göz önünde tutarak iģlenebilirliği belirler (Yazman, 2006). ġekil TalaĢ kaldırma iģlemde iģlenebilirliği etkileyen faktörler 51

68 Mikro-yapının Etkisi Metalin iģlenebilirliği, mikro-yapısı ile ilgili olup, yapıda sert parçacıkların bulunması kesici takım ömrünü düģürürken, yapıdaki kristaller irileģtikçe takım ömrü artar (ġahin, 2001) Isıl ĠĢlemin Etkisi Metal veya alaģım tavlanırsa mikro-yapı değiģecektir. Çelikte belirli kimyasal ve fiziksel değiģiklikler, çeliğin iģlenebilirliğini iyileģtirir (ġahin, 2001) AlaĢım Elementlerinin Etkisi AlaĢım elementlerinin, takım ömrüne etkisi farklıdır. Karbon miktarı azaldıkça, iģlenebilme özelliği düģer. Çünkü süneklik arttığından malzeme, takım ucuna yapıģarak körlenmeyi hızlandırmaktadır. Diğer taraftan karbon oranı arttırıldıkça malzemenin sertliği arttığından, takım aģınması hızlanır (ġahin, 2001) Mekanik Özelliklerin Etkisi Malzemelerde genelde, sertlik ve kopma dayanımı arasında iliģki bulunmaktadır. Bir malzemenin sertliği ve kopma dayanımı arttıkça, iģlenebilme özelliği o derece azalmaktadır (ġahin, 2001) Varyans Analizi (ANOVA) Varyans analizi (Analysis of Variance: ANOVA) ile hangi iģlem üzerinde hangi faktörlerin ne derecede etkili oldukları istatistiksel olarak ortaya konur. Varyans analizinde amaç, incelenen faktörlerin, kaliteyi ölçebilmek için seçilen çıktı 52

69 değerlerini ne oranda etkilediklerini ve farklı seviyelerin nasıl bir değiģkenliğe neden olduklarını ortaya koyabilmektir. Ayrıca elde edilen sonuçların istatistiksel olarak güvenilirliği de test edilir (Çetin, 2010). Bu amaçla öncelikle sinyal/gürültü oranının toplam değiģkenliğini belirten SST değeri (toplam karelerin toplamı) hesaplanır. SST n ( ) i m i 1 (2.4) Burada; η i :ölçülen değer üzerinden hesaplanan sinyal gürültü oranını, η m :ölçülen değer üzerinden hesaplanan sinyal gürültü oranlarının ortalamasını, n: toplam deney sayısını ifade etmektedir. SST değeri dört faktörün ayrı ayrı karelerinin toplam değerleri (SSA, SSB ve SSC) ile hata payının karelerinin toplamı olan SSE değerinin toplamından oluģmaktadır. Her faktörün kareleri; k a SSA( SSB, SSC,...) x( ) 2 ai ai m i 1 (2.5) Ģeklinde hesaplanır. Burada; k a: faktörünün seviye sayısını, n ai = a faktörünün i seviyesindeki deney sayısını, η m = ortalama S/N oranını ifade etmektedir (Demirok, 2008). ANOVA analizi tamamladıktan sonra seçilen çıktı için önemli olan faktörler ve etkileģimler belirlenir, sonuçlar yorumlanır. 53

70 2.7. Regresyon Analizi Regresyon analizi bağımlı değiģken ile bir veya daha çok bağımsız değiģken arasındaki iliģkiyi incelemek amacıyla kullanılan bir analiz yöntemidir. Bir tek bağımsız değiģkenin kullanıldığı regresyon tek değiģkenli regresyon analizi, birden fazla bağımsız değiģkenin kullanıldığı regresyon analizi de çok değiģkenli regresyon analizi olarak adlandırılmaktadır (AkkuĢ, 2010). Bağımlı değiģken (Y) ile bir bağımsız değiģken (X1) arasındaki bağıntıyı inceleyen yönteme basit regresyon, bir bağımlı değiģken (Y) ile iki ya da daha fazla bağımsız değiģken (X1, X2, X3,.., XP) arasındaki bağıntıları modeller aracılığı ile inceleyen yönteme ise çoklu regresyon adı verilmektedir. Burada verilen bağımlı değiģkenlerin, deney esnasında ardıģık olarak eklenerek çoklu regresyon analizini oluģturur. Böylece analizin sonunda gözlemlerin sayısının her eklenen değiģkenle azaldığı görülür. Kurulan modellerin geçerliliğini analiz için yararlanılan yönteme ise regresyon analizi adı verilmektedir (Biçkici, 2007). Basit ve çoklu doğrusal regresyon modelleri aģağıdaki gibi ifade edilmektedir. Y X e ij Y X X... X e p p ij Y, Y f ( X, X,..., X ) p Basit doğrusal model (2.6) Çoklu doğrusal model (2.7) Çok değiģkenli doğrusal model (2.8) Çok DeğiĢkenli Doğrusal Regresyon Analizi cevap değiģkeninin iki veya daha fazla olduğu, bağımsız değiģkenin ise bir ya da daha fazla olduğu regresyon modellerini ifade etmektedir (Biçkici, 2007) Çoklu Regresyon Denklemleri Çoklu regresyon denklemi bağımlı değiģkene etkiyen parametre sayısının artmasıdır. Bu durumda elde edilen denklem Y=a+b 1 X 1 +b 2 X 2 Ģeklinde olur. Bu denkleme göre 54

71 a, b 1 ve b 2 nin değerlerini bulmak için denklem (2.9), (2.10), (2.11) deki eģitlikler kullanılır (Tekin 2006). Y a b X b X X Y a X b X b X X X Y a X b X X b x (2.9) (2.10) (2.11) Veriler uygun hale getirilir. Sonra Y, X1, X 2 ortalama değerleri hesaplanır. Standart hata ve güven aralığı basit doğrusal regresyon denklemindeki gibi hesaplanır I. Dereceden (lineer) regresyon modeli Bağımlı değiģken T, bağımsız değiģken x, y, z kabul edilirse lineer regresyon eģitliği (2.12) deki denklemle ifade edilir. T k k x k y k z (2.12) Burada k 0 sabit; k 1, k 2, k 3 ise x, y, z bağımsız değiģkenlerinin katsayılarıdır I I. Dereceden regresyon modeli Bağımlı değiģken T, bağımsız değiģken x, y, z kabul edilirse II. Dereceden regresyon eģitliği (2.13) deki denklemle ifade edilir. T k k x k y k z k x 2 k y 2 k z 2 k xy k xz k yz (2.13)

72 Logaritmik regresyon denklemi Bağımlı değiģken T, bağımsız değiģken x, y, z kabul edilirse logaritmik regresyon eģitliği (2.14) deki denklemle ifade edilir. T k k Log( x) k Log( y) k Log( z) (2.14) Regresyon analizi sonu elde edilen belirtme katsayısı (R 2 ) olarak bilinen bağımsız değiģkenlerin bağımlı değiģkeni açıklama oranı ise modeldeki açıklama miktarının açıklanamayan miktara olan oranıdır. Regresyon sonuçlarında belirtme katsayısı 1 e yakın bulunursa bağımlı değiģkendeki değiģimin büyük bir kısmı bağımsız değiģken tarafından açıklanabilmektedir. Bulgulardaki katsayı ifadesi değerlerdeki 1 birimlik değiģimin denklemi ne kadar etkilediğini gösterir. Regresyon katsayısı bağımsız değiģkende bir birimlik değiģimin bağımlı değiģkende ne kadar etkiye sahip olacağını ifade eder. Katsayıların standart hatası ise katsayılardaki standart sapmayı ifade eder. Sabit ve regresyon katsayısı için hata değerleri istatistiklerinin sonucu arasındaki farkı ifade eder. Anlamlılık ise regresyon analizine etki eden bağımsız değiģkenlerin denklemde anlamlı olup olmadığını test etmektedir. Anlamlılık<0,05 olursa regresyon denkleminde bağımsız değiģkenin bağımlı değiģkene etkisinin olduğu sonucuna varılır (AkkuĢ, 2010). 56

73 3. MATERYAL VE YÖNTEM Bu bölümde deneysel çalıģmalarda kullanılan cihazlar, sistemler ve metotlar hakkında bilgiler verilmiģtir Materyal Deneysel çalıģmalarda kullanılan takım ve malzemeler, cihaz ve sistemler ve tezgâhlar bu bölümde anlatılmıģtır. ĠĢ parçası malzemesinin kimyasal bileģimi, üretim yöntemi ve boyutsal özellikleri Ģekillerle belirtilmiģtir. Deneylerin yapılmasın için kullanılan CNC torna tezgâhı, dinamometre, yüzey pürüzlülük cihazı ve diğer ara bağlantı elemanları hakkında ayrıntılı bilgiler verilmiģtir. Ayrıca tornalama iģleminde kullanılan kesi uç ve takım tutucunun tipi ve boyutları ile ilgili bilgilere yer verilmiģtir ĠĢ parçası malzemeleri Deneylerde iģ parçası malzemesi olarak farklı imalat yöntemleri ve stratejileri ile üretilmiģ 3 tip 316L paslanmaz çelik malzemeli silindirik parçalar kullanılmıģtır. ĠĢ parçalarından 2 tanesi seçici lazer ergitme yöntemi ile farklı tarama stratejilerinde imal edilmiģtir. Üçüncü iģ parçası ise geleneksel imalat yöntemleri ile imal edilmiģtir SLM Yöntemiyle üretilmiģ iģ parçaları Deneylerde kullanılan 2 adet iģ parçası hızlı prototipleme alanında yaygın bir Ģekilde kullanılan SLM yöntemi ile farklı tarama yönleri ile imal ettirilmiģtir. ĠĢ parçası malzemesi olarak 316L paslanmaz çelik toz malzemesi kullanılmıģtır. Malzemenin kimyasal bileģimi çizelge 3.1 de belirtilmiģtir. 57

74 Çizelge ĠĢ parçası malzemesi kimyasal bileģimi Kimyasal BileĢim (% ağırlık) C Mn P S Si Cr Ni Mo N 0,03 max. 2,00 max. 0,045 max. 0,015 max. 1 max 16,50-18,50 10,00-13,00 2,00-2,50 0,110 max Deney numuneleri HofmannTurk firması tarafından imal edilmiģtir. Üretim parametreleri ve aģamaları firma tarafından belirlenip sadece numune boyutları ve tarama stratejileri tarafımızdan firmaya belirtilmiģtir. ġekil 3.1 de üretilen numunelerin boyutlandırılması görülmektedir. ġekil Ġmal edilen deney numunesinin konumlandırma ve dilimlemede kullanılan Magics programında boyutlandırılması Deney numunelerin inģa planı Ģekil 3.2 deki gibi yapılmıģtır. 58

75 ġekil Deney numunelerinin inģa planı Deney numuneleri 150x150 mm' lik plaka üzerinde destek kullanılmadan inģa edilmiģtir. Üretim bittikten sonra parçalar plakadan, tel erezyon tezgâhı kullanılarak ayrılmıģtır. ĠnĢa planı yapıldıktan sonra parçalar Magics programında bulunan ConceptLaser Slicer modülü ile katmanlara ayrılmıģtır(ġekil 3.3). 59

76 ġekil Parçaların Magics programında bulunan ConceptLaser Slicer modülü ile katmanlara ayrılması Katmanlara ayırma iģleminde aģağıdaki parametreler kullanılmıģtır; 1. Katman kalınlığı ("Slice Thickness") 30 µm olarak ayarlandı. 2. Taranan alan ile kontur (dıģ hat) arasında kalan mesafe ("Beam Compensation") 0,025 mm seçildi. 3. OdaklanmıĢ lazer çapı 150 µm olduğundan kontur değeri ("Additional Contours") parçanın içine doğru 0,075 mm olarak belirlendi. 4. Adacıklar ("island") 5 mm' lik kareler olarak hazırlandı. 5. Her katmanda öteleme miktarı X ve Y ekseninde 1 mm olarak seçildi. Tarama vektörlerinin metal tozu sericisine ("metal blade") dik gelmesinin önlenmesi için açı değeri 45º derece olarak ayarlandı. 60

77 Katmanlara ayırma iģleminden sonra lazer parametreleri çizelge 3.2 deki gibi belirlenmiģtir. Lazer taramaları "satranç tablası tekniği" adı verilen yöntemle yapılmıģtır. Bu yöntemde taranacak alanlar 5x5 mm' lik karelere (ada veya "island") ayrılır (ġekil 3.4). Çizelge M1 LaserCUSING Makinesinde Kullanılan Lazer Parametreleri Skin Power [W] Skin Speed [mm/s] Conture Power [W] Conture Speed [mm/s] Support Numune a Numune b Çekme Numunesi Çekme Numunesi Çekme Numunesi Burada; "Skin Power" parça alanının taranmasında kullanılan lazer gücü, "Conture Power" parça dıģ yüzeyinin ("kontur") taranmasında kullanılan lazer gücü, "Support Power" parçada destek oluģturulması durumunda kullanılan lazer gücüdür. ġekil Lazer vektörleri 61

78 ġekil 3.4 de görülen ; a1: 5 mm' lik kareden oluģan ada içerisindeki iki lazer tarama vektörü arasındaki mesafe faktörü, a2: Ġki adanın birbirine çakıģtırılması için adanın kenarlarını büyütme faktörü, a3: Tarama vektörlerinin boyunu çakıģması için uzatma faktörüdür. Proses istasyonundaki oksijen miktarı sürekli kontrol altında tutularak parçanın oksitlenmesi engellenmiģtir. Üretim atmosferi olarak azot gazı kullanılmıģtır. Numunelerin üretiminde kullanılan a1, a2, a3 değerleri çizelge 3.3 deki gibidir. Çizelge Numunelerin üretiminde kullanılan a1, a2, a3 değerleri d (fokus çapı) a1 a2 a3 Temizleme filtresi fanı Oksijen oranı Numune a 0,15 0,7 0,15 0,3 % 45 < %1,4 Numune b 0,15 0,7 0,15 0,3 % 45 < %1,4 Çekme Numunesi 0,15 0,7 0,15 0,3 % < %1,4 Çekme Numunesi 0,15 0,7 0,15 0,3 % < %1,4 Çekme Numunesi 7 0,15 0,7 0,15 0,3 % 45 < %1,4 Lazer vektörü tarama yönünün mekanik özelliklere ve iģlenebilirliğe etkisini incelemek için numunelerin üretimde iki farklı lazer vektörü tarama yönü kullanılmıģtır. Bunlar; 62

79 a) Numunenin her katmanın 45º derece sağ yönde açı yaparak lazer vektörleri ile taranması Bu tarama yönteminde lazer ıģık hareketi her katmanda (n, (n+1), (n+2) Ģekinde) Ģekil.3.5 de görüldüğü gibi 45º sağ yönde açı yaparak tarama iģlemi gerçekleģtirilmiģtir. ġekil Numunenin her katmanın 45º derece sağ yönde açı yaparak lazer vektörleri ile taranması b) Numunenin ardıģık katmanlarının 45º derece sağ ve 45º derece sol yönde açı yaparak lazer vektörleri ile taranması Bu tarama yönteminde ise, lazer ıģık hareketi her katmanda farklı yönlerde fakat aynı açı değerlerinde olacak Ģekilde tarama gerçekleģtirilmiģtir. Yani birinci katman 45º derece sağa, ikinci katman 45º derece sola olacak biçimde Ģekil.3.6 ve 3.7 de görüldüğü gibi tarama iģlemi yapılmıģtır. 63

80 ġekil Numunenin ardıģık katmanlarının 45º derece sağ ve 45º derece sol yönde açı yaparak lazer vektörleri ile taranması (10.Katman) ġekil Numunenin ardıģık katmanlarının 45º derece sağ ve 45º derece sol yönde açı yaparak lazer vektörleri ile taranması (11.Katman) 64

81 Ģeklindedir. Çekme numuneleri de benzer tarama yöntemleri ile her tarama yöntemi için 3 er adet üretilmiģtir. ġekil 3.8 de imal edilen parçaların ConceptLaser programında genel görünüģü verilmiģtir. ġekil Ġmal edilen parçaların ConceptLaser programında genel görünüģü Geleneksel yöntemler ile üretilmiģ iģ parçası Geleneksel üretim metotlar ile imal edilmiģ 316L paslanmaz çelik malzemeli silindirik numune üçüncü iģ parçası olarak kullanılmıģtır. Çizelge 3.4 de iģ parçasının kimyasal bileģimi, çizelge 3.5 de de mekanik özellikleri verilmiģtir. Deneylerde 60x120 mm boyutlarında silindirik numune kullanılmıģtır (ġekil 3.9.). 65

82 Çizelge ĠĢ parçası malzemesi kimyasal bileģimi Kimyasal BileĢim (% ağırlık) C Mn P S Si Cr Ni Mo N 0,03 max 2,00 max 0,045 max 0,03 max 0,75 max 16,00-18,00 10,00-14,00 2,00-3,00 0,10 max Çizelge ĠĢ parçasının mekanik özellikleri 316L paslanmaz çelik Akma Çekme % Sertlik mukavemeti mukavemeti Uzama HRB (Rp 0.2) [MPA] (Rm) [MPA] (A) ġekil ĠĢ parçası ölçüleri Kesici uç ve takım tutucu Yapılan deneylerde, üretici firmaların tavsiyeleri ve literatürdeki çalıģmalar dikkate alınarak TS 2000 kaplamalı VBMT kodlu ince tornalama kesici ucu ve bu uca uygun SVBHB\L kodlu takım tutucu kullanılmıģtır. Kesici uçlar Seco firmasından satın alınarak toplam 50 adet temin edilmiģtir (ġekil 3.10.). Çizelge 3.6 da ölçüleri verilen takım tutucu ise CAD/CAM AraĢtırma ve Uygulama Merkezi atölyesinden temin edilmiģtir (ġekil 3.11.). 66

83 ġekil Kesici uç ġekil Takım tutucu Çizelge Takım tutucu ölçüleri Takım tutucu kodu SVBHBR /L25X25 M16 H [mm] B [mm] F [mm] L1 [mm] L2 [mm] λ s [ o ] γ 0 [ o ] 67

84 Cihaz ve sistemler Deneylerde kesme kuvveti sinyallerinin ölçümünde dinamometre, sinyal düzenleyici, veri toplama kartı, sinyal yükseltici ve ara bağlantı kabloları kullanılmıģtır. Yazılım olarak Cut-Pro programından faydalanılmıģtır. TalaĢ kaldırma iģleminden sonra yüzeylerin pürüzlülük değerlerinin saptanmasında yüzey pürüzlülük cihazından yararlanılmıģtır Dinamometre Deneyler sırasında kesme kuvvetlerinin ölçümünde Kistler firmasına ait 9722-A modelli 3 eksen dinamometre kullanılmıģtır(ġekil 3.12.). ġekil Kistler 9722-A 3 eksen dinamometre ve boyutları 68

85 Amplifikatör Deneylerde KISTLER 5070A11100 tipi amplifikatör kullanılmıģtır (ġekil 3.13.). ġekil KISTLER 5070A11100 tipi amplifikatör Veri toplama kartı Dinamometreden gelen kesme kuvveti sinyalleri sinyal düzenleyiciden geçtikten sonra National Instrument DAQ 6062E tipi (ġekil 3.14.) veri toplama kartı ile bilgisayara aktarılmıģtır. Kartın özellikleri: ġekil Veri toplama Kartı 16 bit anolog sinyali 1.25MS/s veri giriģi için kullanabilme Analog çıkıģ 8 dijital giriģ/çıkıģ kanalı 69

86 24 adet bit sayıcı 70 den fazla sinyal izleyebilme imkânı Yüzey pürüzlülüğü ölçme cihazı Deneylerde farklı kesme parametrelerinden elde edilen yüzey pürüzlülüğünün belirlenmesinde 0,01 µm hassasiyette ölçüm yapabilen, elmas uçlu HommelWerke firmasının T 500 yüzey pürüzlülük test cihazı kullanılmıģtır (ġekil 3.15.). Ölçüm ayarları Ģu Ģekilde seçilmiģtir: Örnekleme uzunluğu (L) = 0,8 mm Ölçme uzunluğu (Lm) = 5 x Lc = 5 x 0,8 = 4 mm Toplam uzunluk (Lt) = 4,8 mm ġekil Yüzey pürüzlülük cihazı CNC Torna tezgâhı Tornalama iģlemleri CAD/CAM araģtırma ve uygulama merkezi bünyesinde bulunan ALEX ANL-75 markalı CNC torna tezgahında gerçekleģtirilmiģtir(ġekil 3.16.). Tezgahın özellikleri çizelge 3.7 de verilmiģtir. 70

87 ġekil Deneylerin yapımında kullanılan CNC torna tezgâhı Çizelge CNC torna tezgâhı özellikleri X ekseni 350 mm Z ekseni 520 mm Tezgah gücü 15 kw Maksimum devir sayısı 4000 dev/dak Hassasiyet mm Maksimum takım sayısı 12 Deney düzeneğinin genel görünüģü Ģekil 3.17 de gösterilmektedir. 71

88 ġekil Deney düzeneğinin genel görünüģü 3.2. Yöntem Bu bölümde çalıģma kapsamında yapılan deneysel çalıģmalar ve deneyler sonucu elde edilen verilerin analizi hakkında bilgiler verilmiģtir Deney tasarımı ve kesme parametrelerinin belirlenmesi Kesme parametreleri kesici takım üreticilerinin tavsiyeleri ve literatür çalıģmaları göz önünde bulundurularak 0.1 mm sabit kesme derinliğinde 4 farklı kesme ve ilerleme hızı belirlenerek 3 ayrı malzeme için tam faktöriyel deney tasarımı ile toplam 48 adet deney yapılmıģtır. Deney tasarımı sırasında iģ parçaları 1, 2, 3 olarak kodlanmıģtır. Kodların anlamı çizelge 3.9 de açıklanmıģtır. Çizelge ĠĢ parçası kodları Kod Açıklama 1 Geleneksel yöntemler ile imal edilmiģ iģ parçası 2 SLM ile 45 o sağ lazer vektörü yönünde imal edilmiģ iģ parçası SLM ile 45 o ardıģık olarak sağ ve sol lazer vektörü yönünde imal edilmiģ iģ 3 parçası 72

89 1, 2 ve 3 iģ parçalarının her biri için 16 adet deney tasarımı yapılmıģtır. Kesme parametreleri Çizelge 3.8 de gösterilmektedir. Çizelge ĠĢ parçaları için yapılan deney tasarımı No V c [m/dk] 1, 2, 3 f [mm/devir] , , , , , , , , , , , , , , , , Kesme kuvvetlerinin ölçülmesi Kesme kuvveti sinyallerinin ölçümünde materyal bölümünde de belirtildiği gibi dinamometre, sinyal yükseltici, amplifikatör, veri toplama kartı ve ara bağlantı elemanları kullanılmıģtır. Yazılım olarak da Cut-Pro programından faydalanılmıģtır. Kesme uzunluğu 60 mm olarak belirlenerek 3 eksende de (F x, F y, F z ) kesme kuvveti sinyalleri alınmıģtır. Cut-Pro yazılımından ham olarak alınan sinyaller Matlab içerisinde yer alan Wavelet toolbox ı ile iģlenerek sinyallerin gürültü oranları azaltılmıģtır(ġekil 3.18.). ĠĢlenmiĢ sinyallerin aritmetik ortalamaları alınarak nihai kesme kuvveti değerleri elde edilmiģtir. 73

90 ġekil Kesme kuvveti sinyallerinin iģlenmesi Yüzey pürüzlülük değerlerinin ölçülmesi Kesme iģlemi tamamlandık sonra iģlenmiģ yüzeylerin yüzey pürüzlülük değerleri Hommel Werke firmasına ait yüzey pürüzlülük cihazı ile belirlenmiģtir. Silindirik iģ parçası üzerinden 3 ayrı bölgeden yüzey pürüzlülüğü ölçümü yapılarak elde edilen değerlerin ortalaması alınarak, nihai yüzey pürüzlülüğü değeri elde edilmiģtir Malzemelerin mekanik özelliklerinin belirlenmesi SLM yöntemi ile imal edilen iģ parçalarının üretim yöntemlerindeki farklılıktan dolayı mekanik özellikleri de farklı olmaktadır. Dolayısıyla mekanik özelliklerinin (sertlik, akma mukaveti, çekme mukavemeti vb gibi) deneysel olarak tespit edilmesi gerekmektedir. 74

91 Bu özelliklerin belirlenmesi için iģlemede kullanılan iģ parçalarına ek olarak 6 adet 12x66 mm lik silindirik numuneler ürettirilmiģtir. Bu numunelerden 3 tanesi 45 o sağ yönde lazer vektörleri ile geri kalanlarında 45 o ardıģık olarak sağ ve sol yönde lazer vektörleri oryantasyonu ile imal ettirilmiģtir. Her bir tarama yönü için ürettirilen 3 adet numuneden 2 si çekme testlerinde 1 tanesi ise sertlik ölçümünde kullanılmıģtır. Ġki çekme testinden elde edilen verilerin aritmetik ortalaması alınmıģtır. Numunelerin içyapısında üretim yönteminden kaynaklanan bir miktar gözenekli yapı mevcuttur. Dolayısıyla numunenin sertlik değerleri bir miktar değiģiklik arz etmektedir. Bu yüzden numunenin x ekseni boyunca 5 mm lik aralıklar ile sertlik değerleri ölçülmüģtür. Çekme testleri ve sertlik ölçümleri TÜBĠTAK Marmara AraĢtırma Merkezi Mekanik testler laboratuvarında yaptırılmıģtır. Ölçümlere ait sertifika ekler bölümünde verilmiģtir. Çekme testi numuneleri ASTM standartlarına göre hazırlanmıģtır. Çekme testleri ve sertlik ölçümleri için hazırlanan numuneler sırasıyla Ģekil 3.19 ve Ģekil 3.20 de görülmektedir. ġekil Çekme testi numunesi 75

92 ġekil Sertlik ölçme numunesi Deney sonuçları için ANOVA analizi Varyans analizi ile hangi iģlem üzerinde hangi faktörlerin ne derecede etkili oldukları istatistiksel olarak ortaya konur. Varyans analizinde amaç, incelenen faktörlerin, kaliteyi ölçebilmek için seçilen çıktı değerlerini ne oranda etkilediklerini ve farklı seviyelerin nasıl bir değiģkenliğe neden olduklarını ortaya koyabilmektir. Ayrıca elde edilen sonuçların istatistiksel olarak güvenilirliği de test edilir (Çetin, 2010). Deneyler sonucunda kesme parametrelerine bağlı olarak elde edilen kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülüğü değerleri için Design Expert programını kullanılarak ANOVA analizleri yapılmıģtır Deney sonuçları için regresyon analizi Regresyon analizi, aralarında sebep-sonuç iliģkisi bulunan iki veya daha fazla değiģken arasındaki iliģkiyi, tahminler ya da kestirimler yapabilmek amacıyla matematiksel bir model ile karakterize eden bir istatistik analiz tekniğidir. Verilen noktaları temsil eden en iyi eğriyi bulma iģleminde genellikle en küçük kareler yöntemi kullanılır. En küçük kareler yöntemi, hataların kareleri toplamı minimum olacak Ģekilde bir eğri denklemi bulma esasına dayanmaktadır (Çetin, 2010). 76

93 Deney sonuçları (kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülüğü) ve kesme parametreleri arasındaki iliģki gösteren 3.dereceden polinomal denklemler Design Expert yazılımı kullanılarak elde edilmiģtir. Her bir iģ parçası için 2 adet kesme kuvveti, 1 adet yüzey pürüzlülüğü olmak üzere toplam 3 adet matematiksel denklem elde edilmiģtir. 4. ARAġTIRMA BULGULARI VE TARTIġMA Bu bölümde 3 farklı iģ parçası ile yapılan deneysel çalıģmalardan elde edilen veriler değerlendirilmiģtir. Bu bağlamda elde edilen çekme testi, sertlik ölçümü ve ince tornalama deneyleri sonuçlarına yer verilmiģtir. Bulgular grafiksel ve istatiksel olarak yorumlanmıģtır. Ġnce tornalama deneylerinden elde edilen kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülüğü bulguları kesme hızına ve ilerleme hızına göre değerlendirilmiģtir. Literatür çalıģmaları göz önünde bulundurularak grafikler yorumlanmıģtır. Grafiksel olarak yorumlamadan sonra her bir numune için elde edilen sonuçlar ANOVA analizine tabi tutularak parametrelerin sonuçlar üzerindeki etkinlik dereceleri istatiksel olarak tespit edilmiģtir. ANOVA analizinin ardından ise regresyon analiz yapılarak çıktılar ile parametreler arasındaki iliģkiyi ifade eden 3.dereceden polinomal denklemler elde edilmiģtir Kesme Kuvvetleri Bulguları Bu bölümde daha önce belirtilen cihaz ve sistemler kullanılarak belirlenen kesme parametreleri ile tornalama sırasında her bir iģ parçası için 3 eksende kesme kuvveti sinyalleri kaydedilmiģtir. Kaydedilen sinyallerinin Matlab Wavelet toolbox ı ile gürültü oranları azaltılıp aritmetik ortalamaları alınarak nihai kesme kuvveti değerleri (F c, F f, F p ) elde edilmiģtir. 77

94 Bilindiği gibi tornalama iģlemleri sırasında esas kesme kuvveti (F c ), ilerleme kuvveti (F f ) ve radyal kuvvet (F p ) olmak üzere kesme Ģartlarına bağlı olarak 3 adet kuvvet meydana gelmektedir. Genel olarak kaba tornalama iģleminde en büyük kuvvet esas kesme kuvveti, ilerleme kuvveti ve en küçük kesme kuvveti de radyal kuvvet olarak bilinmektedir. Yani kuvvetler büyüklük olarak F c >F f >F p Ģeklinde sıralanmaktadır. Ġnce tornalama (finish turning) iģlemleri ise genellikle küçük kesme derinliğinde ve düģük ilerleme hızlarında gerçekleģtirilmektedir. Dolayısıyla kesme derinliği takım uç yarıçapından (r ɛ ) küçük olmaktadır. Tüm talaģ kaldırma iģlemi takımın uç yarıçapı boyunca gerçekleģmektedir. Bunun sonucu olarak da en büyük kesme kuvveti radyal kuvvet, sonra esas kesme kuvveti ve en küçük kuvvet ise ilerleme kuvveti olmaktadır (Chen, 1997). Büyük uç yarıçaplı ve negatif eğim açılı kesici takımlar ile küçük kesme derinliğinde ve düģük ilerleme hızında talaģ kaldırma sırasında kazıma etkisi (ploughing effect) meydana gelmektedir. Ayrıca deforme olmamıģ talaģ kalınlığı çok küçük ve kritik değerlerin altında olduğu zaman kesme bölgesindeki kazıma etkisi toplam kesme kuvvetlerinin büyük bir kısmını oluģturmaktadır. Genellikle kritik deforme olmamıģ talaģ kalınlığı takım uç yarıçapı, takım tezgahının rijitliği ve kesici ucun negatif eğim açısı ile tanımlanır (Lalwani et al, 2007). Yukarıda bahsedilen sebeplerden dolayı deneylerden elde edilen kesme kuvveti değerlerinin büyükten küçüğe doğru sıralanması F p >F c >F f Ģeklindedir. 3 boyutlu grafiklerin çiziminde kullanılan ara değerler kübik spline metodu ile tahmin edilmiģtir. ĠĢ parçaları materyal bölümünde olduğu gibi 1, 2, 3 Ģeklinde numaralandırılmıģtır Esas kesme kuvvetinin (F c ) değerlendirilmesi Çizelge 4.1 de sabit kesme derinliğinde, kesme ve ilerleme hızına göre 1 numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvveti değerleri verilmiģtir. 78

95 Çizelge numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvveti değerleri F c [N] Kesme hızı [m/dak] 1 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/devir] 0,05 0,075 0,1 0, , , ,7 19,8 16, , ,2 22,9 19,5 22 ġekil 4.1 de 1 numaraları iģ parçası için, yani geleneksel yöntemlerle imal edilmiģ 316L paslanmaz çelik malzemeli iģ parçası için, esas kesme kuvvetinin (F c ) kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi görülmektedir. Burada F c kuvveti düģük ilerleme hızlarında kesme hızının değiģiminden çok fazla etkilenmemektedir. Fakat yüksek ilerleme hızlarında kesme hızı arttıkça kesme kuvvetlerinde genel olarak bir azalma söz konusudur. Kesme hızının kesme kuvvetlerine olan bu etkisi, artan kesme hızıyla birlikte yükselen talaģ kaldırma sıcaklıklarına bağlanabilir. Birincil ve ikincil deformasyon bölgelerinde kesme hızıyla birlikte artan sıcaklık, iģlenen malzemenin akma mukavemetini düģürerek kesme kuvvetlerinde azalmaya sebep olur. Bunun sonucunda talaģ oluģumu kolaylaģacağından kesme kuvvetlerinde düģüģ, beklenilen bir durumdur (Çetinçalı, 2010). DüĢük kesme hızlarında ilerleme hızının artması ile ise F c kuvvetinde bir artıģ söz konusudur. Literatürle uyumlu olarak ilerleme hızı arttıkça kaldırılan talaģ hacminin ve plastik deformasyon oranın artmasıyla kesme kuvvetleri de artmaktadır (Çetin, 2010).Fakat kesme hızının artması ile belirli bir değerden sonra kesme kuvvetlerinde azalmalar meydana gelmektedir. Yani kesme hızının kesme kuvvetlerine etkisi ilerleme hızının etkisinden daha fazla olduğu görülmektedir. Esas kesme kuvvetindeki değiģimler Ģekil 4.2 deki kontur eğrilenden daha net görülebilmektedir. 79

96 ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 80

97 Çizelge 4.2 de sabit kesme derinliğinde, kesme ve ilerleme hızına göre 2 numaralı iģ parçasına, yani SLM ile 45 o sağ lazer vektörü yönünde imal edilmiģ iģ parçasına ait esas kesme kuvveti değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvveti değerleri F c [N] Kesme hızı [m/dak] 2 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/devir] 0,05 0,075 0,1 0, ,6 21,2 20,1 20, ,5 15,6 21,9 16, ,5 16,9 22,8 25, , ,4 26,5 ġekil 4.3 de 2 numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme hızına ve ilerleme hızına göre değiģi görülmektedir. Burada ilerleme hızının artması ile kaldırılan talaģ hacminin artmasından dolayı esas kesme kuvvetinde genel olarak bir artıģ söz konusudur. Yüksek kesme hızlarında artıģ miktarı daha fazladır. Bu artıģlarda iģ parçasının geleneksel yöntemler ile üretilmiģ iģ parçasına göre farklı mekanik özelliklere ve mikro yapıya sahip olmasının da etkisi vardır. DüĢük ilerleme hızlarında kesme hızının artıģ ile esas kesme kuvvetinde kayda değer bir değiģim olmamıģtır. Fakat yüksek kesme hızında ve yüksek ilerleme hızında esas kesme kuvvetinde ciddi artıģlar olduğu görülmektedir. Bu artıģlarda iģ parçasının iģlenmiģ yüzeyine yapıģan çok küçük tanecikler halinde görülen parçaların etkisinin de olduğu söylenebilir. Bu yapıģmalar yüksek kesme ve ilerleme hızından dolayı oluģan yüksek kesme sıcaklığından kaynaklanmaktır (Zou et al, 2010). Ayrıca iģ parçası çok sünek bir yapıya sahip olduğunda BUE oluģumu da kesme kuvvetlerinin artıģına sebep olacaktır. Esas kesme kuvvetindeki değiģimler Ģekil 4.4 deki kontur eğrilenden daha net görülebilmektedir. 81

98 ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 82

99 Çizelge 4.3 de sabit kesme derinliğinde, kesme ve ilerleme hızına göre 2 numaralı iģ parçasına yani SLM ile 45 o ardıģık olarak sağ ve sol lazer vektörü yönünde imal edilmiģ iģ parçasına ait esas kesme kuvveti değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvveti değerleri F c [N] Kesme hızı [m/dak] 3 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/dev] 0,05 0,075 0,1 0, ,8 20,2 23, ,1 18,3 16,5 28, ,5 17,1 15,4 30, ,6 22,6 13,6 27,2 ġekil 4.5 de 3 numaralı iģ parçasına yani SLM ile 45 o ardıģık olarak sağ ve sol lazer vektörü yönünde imal edilmiģ iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi görülmektedir. Burada düģük kesme hızlarında ilerleme hızı arttıkça kaldırılan talaģ hacminin artmasından dolayı esas kesme kuvvetinde düzenli bir artıģ söz konusudur. Fakat yüksek kesme hızlarında ilerleme hızının artmasına rağmen kesme kuvvetlerinde azalma olduğu gözlemlenmiģtir. Bunun sebebi ise kesme hızındaki artıģı ile kesme sıcaklığının yükselmesinden kaynaklandığı düģünülmektedir. Yani oluģan kesme sıcaklığı malzemenin yumuģama sıcaklığına ulaģtığında talaģ oluģumu kolaylaģacağından kesme kuvvetlerinde düģüģ meydana gelmektedir (Zou et al, 2010). ġekil 4.5 de görüldüğü üzere düģük ilerleme hızında kesme hızının artıģı kesme kuvvetlerini etkilemediği görülmektedir. Kesme kuvveti neredeyse doğrusal bir ilerleme göstermektedir. Fakat ilerleme hızındaki artıģ ile kesme hızının etkisi belirgin bir Ģekilde ortaya çıkmaktadır. Özellikle 370 m/dak kesme hızında ve 0.1 mm/devir ilerleme hızında kesme hızının esas kesme kuvvetine etkisi ilerleme hızının etkisinden daha büyüktür. Ayrıca kesme kuvvetlerinin artıģında iģlenmiģ yüzeye yapıģan küçük taneciklerin etkisi de vardır. Kesme kuvvetlerindeki değiģimler Ģekil 4.6 daki kontur eğrileri ile daha net görülebilmektedir. 83

100 ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait esas kesme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 84

101 Ġlerleme kuvvetinin (F f ) değerlendirilmesi Çizelge 4.4 de sabit kesme derinliğinde, kesme ve ilerleme hızına göre 1 numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvveti değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvveti değerleri F f [N] Kesme hızı [m/dak] 1 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/devir] 0,05 0,075 0,1 0, ,1 7,1 5,5 6, ,8 4,5 4,3 3, ,3 4,7 5 4, ,9 5,9 3,8 4,2 ġekil 4.7 de 1 numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi görülmektedir. Ġnce tornalama iģlemleri düģük kesme derinliği ve ilerleme hızında yapılmıģtır. Dolayısıyla kesme derinliği kesici ucun yarıçapından daha küçük olmaktadır ve tüm talaģ kaldırma iģlemi kesici uç yarıçapı boyunca gerçekleģmektedir. Bunun sonucu olarak daha önce de belirtildiği gibi en küçük kesme kuvveti ilerleme kuvveti, en büyük kesme kuvveti radyal kuvvet olmaktadır. ġekil 4.7 den de görüldüğü gibi ilerleme kuvvetleri çok düģük değerlere sahiptir. Dolayısıyla kuvvetler arasındaki değiģimler de küçük olmaktadır. Ġlerleme ve kesme hızlarındaki değiģimler ile ilerleme kuvvetlerinde yer yer az miktarda artıģlar ve azalıģlar olduğu görülmektedir. Genel olarak bakıldığında tüm deneyler sonucu elde edilen ilerleme kuvvetlerindeki değiģimler çok az miktarda olduğundan, bu kuvvet değeri ortalama 4.5 N olarak kabul edilebilir. ġekil 4.8 deki kontur eğrilerinden ilerleme kuvvetlerindeki değiģimler daha net görülebilmektedir. 85

102 ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 86

103 Çizelge 4.5 de sabit kesme derinliğinde, kesme ve ilerleme hızına göre 2 numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvveti değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvveti değerleri F f [N] Kesme hızı [m/dak] 2 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/dev] 0,05 0,075 0,1 0, ,9 5,6 4,3 3, ,2 3,3 4,6 2, ,6 4 5,1 5, ,3 5 3,9 5,8 ġekil 4.9 de 2 numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi görülmektedir. ġekil 4.9 da görüldüğü gibi kesme parametrelerine bağlı olarak ilerleme kuvvetlerinde düzensiz bir değiģim söz konusudur. Bunun sebebi olarak iģ parçasının iģlenmiģ yüzeyine yapıģan küçük tanecikler halindeki malzemeler olduğu düģünülmektedir. Ayrıca malzemenin içyapısındaki gözenekler de kesme kuvvetlerinde düzensizliğe yol açabilmektedir. ġekil 4.10 daki kontur eğrilerinden ilerleme kuvvetlerindeki değiģimler daha net görülebilmektedir 87

104 ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 88

105 Çizelge 4.6 de sabit kesme derinliğinde, kesme ve ilerleme hızına göre 3 numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvveti değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvveti değerleri F f [N] Kesme hızı [m/dak] 3 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/dev] 0,05 0,075 0,1 0, ,9 5 5,1 5, ,6 4,5 3,4 5, ,6 4,3 3,1 6, ,4 6,6 2,5 5,8 ġekil 4.11 de 3 numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi görülmektedir. Daha önce de belirtildiği gibi düģük kesme hızlarında ilerleme hızındaki artıģ ile kaldırılan talaģ hacmine paralel olarak kesme kuvvetleri artmaktadır. Fakat yüksek kesme hızlarında kesme sıcaklığı da yüksek olacağından talaģ oluģumu daha kolay meydana gelir ve kesme kuvvetlerinde bir düģüģ gözlenebilir. ġekil 4.11 de görüldüğü gibi yüksek kesme hızlarında kesme hızının ilerleme kuvvetine etkisi ilerleme hızının etkisinden daha büyüktür. Fakat 1 ve 2 numaralı iģ parçalarında olduğu gibi bu iģ parçasında da ilerleme kuvvetlerindeki değiģimler çok küçük miktardadır. Dolayısıyla bu iģ parçası içinde ilerleme kuvveti değeri ortalama 4.5 N olarak kabul edilebilir. ġekil 4.12 deki kontur eğrilerinden ilerleme kuvvetlerindeki değiģimler daha net görülebilmektedir 89

106 ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait ilerleme kuvvetinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 90

107 Radyal kuvvetin (F p ) değerlendirilmesi Çizelge 4.7 de sabit kesme derinliğinde, kesme ve ilerleme hızına göre 1 numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvet değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvet değerleri F p [N] Kesme hızı [m/dak] 1 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/devir] 0,05 0,075 0,1 0, ,1 31,4 29,4 35, ,5 24,7 26, ,1 27, , , ,4 26,7 ġekil 4.13 de 1 numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi görülmektedir. Burada düģük kesme hızların ilerleme arttığı zaman radyal kuvvetin artması beklenen bir durumdur. Yüksek kesme hızlarında ise ilerleme hızının artmasıyla radyal kuvvet belirli bir değer kadar artıģ gösterip sonra kesme hızının etkisi daha belirgin bir Ģekilde ortaya çıkarak bir miktar azalıģ söz konusudur. Genel olarak kesme hızının artmasıyla da radyal kuvvette daha önce belirtilen sebeplerden dolayı bir azalma söz konusudur. ġekil 4.14 deki kontur eğrilerinden radyal kuvvetlerdeki değiģimler daha net görülebilmektedir. 91

108 ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 92

109 Çizelge 4.8 de sabit kesme derinliğinde, kesme ve ilerleme hızına göre 2 numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvet değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvet değerleri F p [N] Kesme hızı [m/dak] 2 numralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/devir] 0,05 0,075 0,1 0, ,4 28, , ,6 22,5 26,1 22, , ,7 32, ,9 27, ,7 ġekil 4.15 de 2 numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi görülmektedir. Genel olarak ilerleme hızının artması ile kaldıran talaģ hacmindeki artıģtan dolayı beklendiği gibi radyal kuvvet artmaktadır. Radyal kuvvet yüksek kesme hızında ve yüksek ilerleme hızında en yüksek değerine ulaģmaktadır. Bu artıģ da yüksek kesme sıcaklığından dolayı iģlenmiģ yüzeye yapıģan küçük taneciklerin olması önemli rol oynamaktadır. DüĢük ilerleme hızlarında kesme hızının artıģı radyal kuvvetin azalmasına neden olmaktadır. Fakat ilerleme hızındaki artıģ ile birlikte radyal kuvvete etkisi artmaktadır. Yani ilerleme hızının etkisi kesme hızının etkisinden daha büyük olmaktadır. Bunun sonucu olarak da radyal kuvvetlerde bir artıģ meydana gelmektedir. ġekil 4.16 daki kontur eğrilerinden radyal kuvvetlerdeki değiģimler daha net görülebilmektedir. 93

110 ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 94

111 Çizelge 4.9 de sabit kesme derinliğinde, kesme ve ilerleme hızına göre 3 numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvet değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvet değerleri F p [N] Kesme hızı [m/dak] 3 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/dev] 0,05 0,075 0,1 0, ,5 25,5 28,9 33, ,5 24,8 23,7 33, ,4 25,3 22,5 35, ,8 30,7 20,1 33,2 ġekil 4.17 de 3 numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi görülmektedir. Burada daha önceki kesme kuvvetlerinde olduğu gibi düģük kesme hızlarında ilerleme hızının artması ile radyal kuvvette düzenli bir artıģ gözlemlenmektedir. Fakat kesme hızlarındaki artıģa paralel olarak kesme sıcaklığı da artmakta ve kesme kuvvetlerinde azalma olmaktadır. Kesme hızının kesme kuvvetlerine olan bu etkisi, artan kesme hızıyla birlikte yükselen talaģ kaldırma sıcaklıklarına bağlanabilir. Birincil ve ikincil deformasyon bölgelerinde kesme hızıyla birlikte artan sıcaklık, iģlenen malzemenin akma mukavemetini düģürerek kesme kuvvetlerinde azalmaya sebep olur. Bunun sonucunda talaģ oluģumu kolaylaģacağından kesme kuvvetlerinde düģüģ, beklenilen bir durumdur (Çetinçalı, 2010). ġekil 4.18 deki kontur eğrilerinden radyal kuvvetlerdeki değiģimler daha net görülebilmektedir. 95

112 ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil numaralı iģ parçasına ait radyal kuvvetin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 96

113 4.2. Yüzey Pürüzlülüğü Bulguları TalaĢlı imalat uygulamalarında iģlenebilirliğin diğer önemli bir ölçütü yüzey kalitesidir. Yüzey pürüzlülüğü birbirinden bağımsız Ģartlar altında değerlendirilmektedir. Yüzey pürüzlülüğünün; öncelikli olarak kesme hızına, ilerlemeye ve talaģ derinliğine bağlı olarak değiģebileceği bilinmektedir. Kesme hızının artması ile yüzey pürüzlülüğü iyileģmesinin, yüksek hızlarda artan sıcaklıktan kaynaklandığı ileri sürülmüģtür. Kesme hızındaki artıģa bağlı olarak, yüzey pürüzlülüğündeki iyileģme, beklenen bir özellik olup yüzey pürüzlülüğünü iyileģtirmek için kesme hızının arttırılması, literatürde önerilen en yaygın yöntemdir (Tekaslan vd. 2008). Teorik olarak ise yüzey pürüzlülüğü ilerleme hızı ve takım uç yarıçapının bir fonksiyonudur. Genel olarak ilerleme hızı arttıkça yüzey pürüzlülüğü de artmaktadır. Her bir iģ parçası ile yapılan talaģ kaldırma iģleminden sonra, iģlenen yüzeyden 3 adet yüzey pürüzlülüğü değeri ölçülerek aritmetik ortalamaları alınıp nihai yüzey pürüzlülüğü değerleri elde edilmiģtir. Çizelge 4.10 da 1 numaralı iģ parçasına ait kesme ve ilerleme hızına bağlı olarak yüzey pürüzlülüğü değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerleri R a [μm] Kesme hızı [m/dak] 1 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/dev] 0,05 0,075 0,1 0, ,28 0,31 0,43 0, ,2 0,26 0,39 0, ,23 0,32 0,42 0, ,34 0,32 0,46 0,66 97

114 ġekil 4.19 da 1 numaralı iģ parçası için yüzey pürüzlülük değerlerinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi gösterilmektedir. Burada ilerleme hızı arttıkça yüzey pürüzlülük değeri beklenildiği gibi artmaktadır. Ġlerleme hızını artıģı ile kaldırılan talaģ hacminin ve plastik deformasyon oranının artmasıyla talaģ kaldırma kuvvetleri de artmaktadır. Bu sebepten dolayı artan titreģimler nedeniyle yüzey kalitesi düģük çıkmaktadır(çetin, 2010). Literatür çalıģmalarında kesme hızının artıģı ile yüzey kalitesinin arttığı sık sık vurgulamaktadır. Fakat bu çalıģmada Ģekil 4.19 da görüldüğü üzere tüm ilerleme hızlarında kesme hızındaki artıģ ile yüzey pürüzlülüğü artıģ göstermektedir. Bunun nedenleri ; BUE nin (talaģ sıvanması), kesici takımda aģınma ve çentik oluģumu, ĠĢleme esnasında, deney numunesinin bağlanmasındaki değiģim ve titreģim, Önerilenden daha yüksek kesme hızlarında çalıģılması, Yüksek hızlarda sıvanmanın azalması ile akma bölgesinin oluģması, ve buna bağlı olarak akma bölgesinin olduğu durumlarda takım aģınmasının artması olabilmektedir (Tekaslan vd. 2008). Deneylerde talaģ kaldırma iģlemini yüksek kesme hızlarında gerçekleģtirilmiģtir. Ayrıca kesme hızının artıģı ile titreģimin arttığı gözlemlenmiģtir. Dolayısıyla kesme hızının artıģı ile yüzey pürüzlülüğü artma eğilimi göstermiģtir. 98

115 ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil 4.20 deki kontur eğrilerinden yüzey pürüzlülüğündeki değiģimler daha net görülebilmektedir. 99

116 ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi Çizelge 4.11 da 2 numaralı iģ parçasına ait kesme ve ilerleme hızına bağlı olarak yüzey pürüzlülüğü değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerleri R a [μm] Kesme hızı [m/dak] 2 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/devir] 0,05 0,075 0,1 0, ,38 0,35 0,42 0, ,46 0,39 0,39 0, ,38 0,69 0,51 0, ,2 0,56 0,48 0,61 ġekil 4.21 da 2 numaralı iģ parçası için yüzey pürüzlülük değerlerinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi gösterilmektedir. Burada düģük kesme hızlarında ilerleme hızının artmasıyla beklendiği gibi yüzey pürüzlülüğünde bir artıģ söz konusudur. Ayrıca genel olarak da kesme hızının artıģı ile yüzey pürüzlülüğü de artmaktadır. Bu artıģ, kesme hızının artıģı ile artan kesme sıcaklığından dolayı iģlenmiģ yüzeye yapıģan küçük tanecikler halindeki malzemelerden kaynaklanmaktadır. Özellikle düģük ilerleme hızında ve yüksek kesme hızında kesme sıcaklığının çok yüksek olmasından dolayı aģırı miktarda yapıģmalar gözlemlenmiģtir. Fakat bu yapıģmalar ilerleme hızının artması ile belirli bir değere kadar azalma eğilimi göstermektedir. Bu azalmaların ardından ilerleme hızı etkisini göstererek yüzey pürüzlülüğünde artıģ meydana gelmiģtir. Gözlemlenen yapıģmaların ana sebebi artan kesme sıcaklığı olmakla birlikte numunenin içyapısında yer yer gözeneklere sahip olması ve geleneksel yöntemlerle üretilmiģ iģ parçasına göre mekanik özelliklerinin farklı olması da bu yapıģmaların oluģumunda etkilidir. Ayrıca geleneksel yöntemlerle üretilen iģ parçası ile yapılan deneyler sırasında iģlenmiģ yüzeylere yapıģmalar gözlemlenmemiģtir. 100

117 ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi ġekil 4.22 deki kontur eğrilerinden yüzey pürüzlülüğündeki değiģimler daha net görülebilmektedir. 101

118 ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi Çizelge 4.12 da 3 numaralı iģ parçasına ait kesme ve ilerleme hızına bağlı olarak yüzey pürüzlülüğü değerleri verilmiģtir. Çizelge numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerleri R a [μm] Kesme hızı [m/dak] 3 numaralı iģ parçası Ġlerleme hızı [mm/devir] 0,05 0,075 0,1 0, ,29 0,3 0,34 0, ,26 0,3 0,4 0, ,3 0,34 0,45 0, ,84 0,49 0,52 0,72 102

119 ġekil 4.19 da 2 numaralı iģ parçası için yüzey pürüzlülük değerlerinin kesme hızı ve ilerleme hızına göre değiģimi gösterilmektedir. Burada düģük kesme hızlarında ilerlemenin artmasıyla beklendiği gibi yüzey pürüzlülüğünde artıģ meydana gelmektedir. Genel olarak kesme hızının artmasıyla da yüzey daha önce belirtilen sebeplerden dolayı iģlenmiģ yüzey yapıģan taneciklerden dolayı yüzey pürüzlülüğünde artıģ görülmektedir. 3 numaralı iģ parçasındaki yapıģma miktarları 2 numaralı malzeme ye göre nispeten daha azdır. Bunun sebebi farklı tarama yönlerinden dolayı mekanik özelliklerin farklılık göstermesi olarak atfedilebilir. Fakat her iki malzemede de V=370 m/dak, f=0.05 mm/dev kesme parametrelerinde fazla miktarda yapıģmalar gözlemlenmiģtir. Dolayısıyla yüzey pürüzlülüğü bu parametrelerde maksimum değere ulaģmıģtır. ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģimi 103

120 ġekil 4.24 deki kontur eğrilerinden yüzey pürüzlülüğündeki değiģimler daha net görülebilmektedir. ġekil numaralı iģ parçasına ait yüzey pürüzlülüğü değerlerinin kesme ve ilerleme hızına göre değiģiminin kontur eğrileri ile gösterimi 4.3. Mekanik Test Bulguları Metalik malzemelerin kimyasal bileģimi aynı olsa bile imalat yöntemleri malzemelerin sahip olduğu özellikleri etkilemektedir. Bu özellikler sadece malzemelerin kimyasal bileģimi ile değil aynı zamanda içyapısı tarafından da belirlenir. Metalik malzemelerin içyapıları imalat yöntemleri (sıcak ya da soğuk haddeleme, ergitme, sıcak Ģekil verme, soğuk Ģekil verme, kaynatma vb.) ile doğrudan ilgilidir. Yani aynı alaģımlar imalat yöntemlerinden dolayı farklı özellikler (mekanik ve fiziksel özellikler, korozyon ve aģınma direnci vb. gibi) gösterebilmektedir (Tolosa et al.2010). 104

121 SLM yöntemi ile imal edilen parçalar, katman katman eklemeli olarak üretilmelerinden dolayı anizotropik yapı özelliklerine sahiptirler. Dolayısıyla bu parçaların imalatı esnasındaki iģlem yönü malzemelerin özelliklerini önemli ölçüde etkilemektedir (Meier and Haberland, 2008). Bu bağlamda SLM yönteminde farklı lazer vektör tarama yönlerinin mekanik özelliklere etkisini incelemek amacıyla, farklı tarama yönleri ile üretilen ikiģer adet çekme numunesi ile çekme testleri yapılmıģtır. Aynı malzemeler için elde edilen verilerin ortalamaları alınarak nihai değerler elde edilmiģtir. SLM ile 45 o sağ lazer vektörü yönünde imal edilmiģ çekme testi numunesi A olarak isimlendirilip çizelge 4.13 de çekme testi sonuçları verilmiģtir. Çizelge A numunesine ait çekme testi sonuçları Deney no Akma mukavemeti (R p 0.2) [MPA] A Çekme mukavemeti (R m ) [MPA] % Uzama (A) 1 456,04 614,86 24, ,99 612,71 28,65 Ort 451, ,785 26,475 SLM ile 45 o ardıģık olarak sağ ve sol lazer vektörü yönünde imal edilmiģ çekme testi numunesi ise B olarak isimlendirilip çizelge 4.14 de verilmiģtir. 105

122 Çizelge B numunesine ait çekme testi sonuçları Deney no Akma mukavemeti (R p 0.2) [MPA] B Çekme mukavemeti (R m ) [MPA] % Uzama (A) 1 426,37 552,36 47, ,62 553,86 52,8 Ort 441, ,11 50,04 Geleneksel yöntemler ile üretilen standart 316L paslanmaz çelik malzemenin ASTM standartlarına göre mekanik özellikleri çizelge 4.15 de verilmiģtir. Çizelge L paslanmaz çeliğin ASTM ye göre minimum mekanik özellikleri 316L paslanmaz çelik Akma Çekme mukavemeti mukavemeti (Rp 0.2) [MPA] (Rm) [MPA] % Uzama (A) ġekil 4.25 de üç farklı malzemeye ait Gerilme-Gerinme diyagramı görülmektedir. ġekildeki; A: SLM ile 45 o sağ lazer vektörü yönünde imal edilmiģ çekme testi numunesini, B: SLM ile 45 o ardıģık olarak sağ ve sol lazer vektörü yönünde imal edilmiģ çekme testi numunesini, C: Geleneksel yöntemler ile üretilen standart 316L paslanmaz çelik malzemeyi temsil etmektedir. ġekil 4.25 de görüldüğü gibi imalat yöntemlerindeki farklılık malzemenin mekanik özelliklerini önemli ölçüde etkilemektedir. Ayrıca SLM yöntemindeki lazer tarama yönlerinin de parçanın mekanik özelliklerine büyük etkisinin olduğu görülmektedir. SLM metodu ile farklı tarama yönleriyle imal edilen numunelerin (A ve B numunesi) 106

123 çekme ve akma mukavemet değerleri, geleneksel yöntemler ile üretilen numunelerinkinden daha yüksek olduğu ortaya çıkmıģtır. Bunun yanı sıra üç malzemenin de yüzde uzamaları, yani süneklikleri de birbirinden farklıdır. B numunesi, yani SLM ile 45 o ardıģık olarak sağ ve sol lazer vektörü yönü ile imal edilen numune, en yüksek süneklik değerine sahiptir. A numunesi ise, yani SLM ile 45 o sağ lazer vektörü yönünde imal edilmiģ numune, en küçük süneklik değerine sahiptir. ġekil A, B, ve C numunelerine ait Gerilme-Gerinme diyagramı Çekme testleri sonucu elde edilen değerler arasındaki farklılıklar malzemelerin mekanik özelliklerinin imalat yönteminden ve lazer tarama yönlerine bağlı olarak anizotropik davranıģ göstermesinden kaynaklanmaktadır. Ayrıca SLM yönteminde tarama yönlerindeki farklılıkların malzemenin mekanik özelliklerini kayda değer bir biçimde etkilemesi, malzemedeki iç gerilmelerin varlığının bir göstergesidir. Yani SLM yöntemi ile imalat esnasında kullanılan yüksek güçlü lazer ıģınlarından dolayı ortaya çıkan yüksek sıcaklıklar, malzeme içerisinde sıcaklık gradyanlarının meydana gelmesine yol açmaktadır. OluĢan sıcaklık gradyanları da malzemelerde kalıcı 107

124 gerilmeler oluģmasına olanak sağlamaktadır. Bunun sonucu olarak da üretilen parçalardaki katmanların tabakalar halinde dizilmesine ya da parçalarda plastik deformasyona sebep olmaktadır (Meier and Haberland, 2008). Numunelerin x ekseni boyunca 5 mm aralıklar ile ölçülen sertlik değerleri Ģekil 4.26 daki gibidir. Sertlik ölçümleri numunelerin üst yüzeyleri bir miktar parlatıldıktan sonra yapılmıģtır. ġekil A ve B numunelerine ait sertlik değerleri ġekil 4.26 dan da anlaģılacağı üzere SLM yöntemindeki lazer tarama yönlerinin malzemenin sertlik değerine kayda değer bir etkisi görülmemektedir. Ayrıca elde edilen sertlik değerleri geleneksel yöntemler ile üretilen standart 316L çelik malzemenin sertliğine (95 HRB) oldukça yakındır. 108

125 4.4. Deney Sonuçları için Varyans Analizi (ANOVA) Bulguları Yapılan ince tornalama iģlemlerinden elde edilen esas kesme kuvveti (F c ), ilerleme kuvveti (F f ), radyal kuvvet (F p ) ve yüzey pürüzlülüğü (R a ) değerleri Design Expert programı kullanılarak ANOVA analizine tabi tutulmuģtur. Çizelge 4.17 dan çizelge 4.19 e kadar deney sonuçlarının ANOVA analizi bulguları gösterilmiģtir. Çizelgelerdeki p değerleri deney parametrelerinin ve parametreler arasındaki etkileģimlerinin fiziki ve istatistiki öneme sahip olup olmadığını belirtmektedir. %95 güvenilirlik seviyesinde p değerinin 0.05 değerine eģit ya da küçük olması, ilgili parametrenin deney çıktıları üzerinde fiziki ve istatistiki öneme sahip olduğunu belirtmektedir. Tam faktöriyel olarak yapılan deney tasarımındaki parametreler ve parametrelerin seviyeleri çizelge 4.16 da gösterilmektedir. Çizelge Deney parametreleri ve seviyeleri Seviye Kesme hızı, V c [m/dak] Ġlerleme hızı, f [mm/devir] Malzeme tipi, m I II III Çizelge 4.17 de görüldüğü gibi farklı özelliklere sahip 316L paslanmaz çelik malzemeli iģ parçalarının ince tornalanmasında, ilerleme hızı (f) esas kesme kuvvetini (F c ) en çok etkileyen faktördür. ANOVA analizi sonucunda ilerleme hızı için hesaplanan p değeri 0.05 den küçük olduğu için ilerleme hızının esas kesme kuvveti üzerinde istatiksel ve fiziksel öneme sahip olduğu tespit edilmiģtir. Diğer parametrelerin ve bu parametreler arasındaki etkileģimler için hesaplana p değeri 109

126 0.05 den büyük olduğu için, bu parametrelerin esas kesme kuvveti üzerin de kayda değer bir etkisinin olmadığı görülmektedir. Yani esas kesme kuvveti, malzeme ve kesme hızının değiģiminden çok fazla etkilenmemektedir. Çizelge Esas kesme kuvveti için ANOVA bulguları Serbestlik derecesi Kareler toplamı Kareler ortalaması F değeri p Model m V c f V c f mxv c mxf V c Xf V c f mxv c mxf V 2 c Xf V c Xf mxv c Xf Hata Toplam Çizelge 4.18 de radyal kuvvet (F p ) için yapılan ANOVA analizi bulguları gösterilmektedir. Burada da esas kesme kuvvetinde olduğu gibi ilerleme hızı radyal kuvvet üzerinde istatiksel ve fiziksel öneme sahiptir. Kesme hızı ve malzeme değiģimi için hesaplanan p değerleri 0.05 den küçük olduğu için bu parametrelerin radyal kuvvet üzerinde önemli bir etkisinin olmadığı tespit edilmiģtir. 110

127 Çizelge Radyal kuvvet için ANOVA bulguları Serbestlik derecesi Kareler toplamı Kareler ortalaması F değeri p Model m V c f V c f mxv c mxf VcXf V c f mxv c mxf V 2 c Xf V c Xf mxv c Xf Hata Toplam Çizelge 4.19 da görüldüğü gibi malzeme değiģimi, kesme ve ilerleme hızı yüzey pürüzlülüğü değerini önemli ölçüde etkilemektedir. Bunun yanı sıra mxf (malzeme ve ilerleme hızı arasındaki etkileģim), V c Xf (kesme hızı ve ilerleme hızı arasında ki etkileģim) ve mxv c Xf (malzeme, kesme hızı ve ilerleme hızı arasındaki etkileģim) yüzey pürüzlülüğünü kayda değer bir biçimde etkilemektedir. Ayrıca burada ilerleme hızı yüzey pürüzlülüğü üzerinde en büyük etkiye sahip, baskın faktördür. Yüzey pürüzlülüğü değeri teorik olarak ilerleme hızının ve kesici takım uç yarıçapının bir fonksiyonu olduğundan bu etki, tornalama iģlemlerinde beklenen bir durumdur (Özel et al.2005). 111

128 Çizelge Yüzey pürüzlülüğü için ANOVA bulguları Serbestlik derecesi Kareler toplamı Kareler ortalaması F değeri p Model m V c f V c f mxv c mxf VcXf V c f mxv c mxf V 2 c Xf V c Xf mxv c Xf Hata Toplam ANOVA analizleri sadece esas kesme kuvveti, radyal kuvvet ve yüzey pürüzlülüğü için yapılmıģtır. Deney parametrelerinin değiģimi ile ilerleme kuvveti değerinde belirgin bir artıģ ya da azalıģ gözlenmemiģtir. Dolayısıyla ilerleme kuvveti için ANOVA analizi yapılamamıģtır. Bu kuvvetin tüm deneyler boyunca ortalama değeri 4.5 N olarak hesaplanmıģtır Deney Sonuçları için Regresyon Analizi Bulguları Deneyler sonucunda elde edilen kesme kuvveti ve yüzey pürüzlülüğü verileri Design Expert yazılımı ile regresyon analizine tabi tutulmuģtur. Bu bağlamda deney sonuçları (kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülüğü) ve kesme parametreleri arasındaki iliģki gösteren 3.dereceden polinomal denklemler elde edilmiģtir. Her bir 112

129 iģ parçası için 2 adet kesme kuvveti ve 1 adet yüzey pürüzlülüğü olmak üzere toplam 9 adet matematiksel denklem oluģturulmuģtur. Çizelge 4.20, 4.21 ve 4.22 de her bir iģ parçası için elde edilen matematiksel denklemler gösterilmektedir. Çizelge numaralı iģ parçası için F c, F p ve R a regresyon katsayıları 1 F c F p R a b V c f V c E-004 f V c *f V c E E E-007 f E E V 2 c *f E E E-004 V c *f Çizelge numaralı iģ parçası için F c, F p ve R a regresyon katsayıları 2 F c F p R a b V c f V c E-004 f V c *f V c E E E-007 f E E V 2 c *f E E E-004 V c *f

130 Çizelge numaralı iģ parçası için F c, F p ve R a regresyon katsayıları 3 F c F p R a b V c f V c E-004 f V c *f V c E E E-007 f E E V 2 c *f E E E-004 V c *f Regresyon analizi sonucu esas kesme kuvveti, radyal kuvvet ve yüzey pürüzlüğü için sırasıyla % 78, % 76 ve % 85 doğruluk oranlarında (R 2 ) 3.dereceden polinomal denklemler elde edilmiģtir. Ġlerleme kuvveti için hesaplanan doğruluk oranı çok düģük olduğundan bu kuvvet için bir denklem elde edilememiģtir. Bu kuvvet tüm deneyler için ortalama 4.54 N olarak kabul edilmiģtir. 114

131 5. SONUÇLAR Bu çalıģmada SLM yöntemi ve geleneksel yöntemler ile imal edilen 316L paslanmaz çelik malzemeli numunelerin ince tornalama iģlemleri ve mekanik testleri yapılmıģtır. ÇalıĢma kapsamında SLM yöntemi ile imal ettirilen numunelerde iki farklı lazer vektör yönü ile tarama yapılarak, tarama yönlerindeki değiģimin iģlenebilirliğe ve mekanik özelliklere etkisi incelenmiģtir. Ġnce tornalama deneylerinde üç farklı numune için tam faktöriyel deney tasarımı yapılmıģtır. Sabit kesme derinliğinde, dört farklı kesme ve ilerleme hızlarında her bir malzeme için 16 adet deney olmak üzere toplam 48 adet deney yapılmıģtır. Yapılan deneyler sırasında kesme kuvvetleri ve iģlenmiģ yüzeylerin yüzey pürüzlülüğü değerleri ölçülmüģtür. Elde edilen deney sonuçları kübik spline interpolasyon kullanılarak kesme ve ilerleme hızına göre 3 boyutlu grafikleri çizilerek yorumlanmıģtır. Grafiksel olarak yorumlamanın ardından sonuçlar Design Expert programı kullanılarak ANOVA analizine tabii tutulmuģtur. ANOVA analizi sonucu kesme parametrelerinin ve malzeme değiģimin deney çıktılarına etkinlik dereceleri istatiksel olarak ortaya çıkarılmıģtır. Son olarak da regresyon analizi ile kesme parametreleri ile kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülüğü arasındaki iliģki ifade eden 3.dereden polinomal denklemler elde edilmiģtir. ÇalıĢma kapsamında, SLM yöntemini ile imal edilmiģ numunelerin mekanik özelliklerini tespit etmek için çekme testleri yapılmıģtır. Geleneksel yöntemler ile üretilen numunelerin ASTM standartları mevcut olduğundan mekanik test yapılmasına ihtiyaç duyulmamıģtır. Çekme testleri sonucu imalat yöntemindeki farklılığının mekanik özellikleri önemli derecede etkilediği ortaya çıkarılmıģtır. Ayrıca SLM yönteminde lazer vektör tarama yönlerinin de mekanik özelliklere ciddi etkisi olduğu tespit edilmiģtir. Genel olarak SLM teknoloji ile üretilen numunelerin akma ve çekme mukavemetlerinin geleneksel yöntemler ile üretilen numunelerin ASTM standart değerlerinden daha yüksek olduğu gözlemlenmiģtir. Yüzde uzama miktarlarının ise geleneksel yöntemler ile imal edilen numunelere göre SLM 45 o sağ lazer vektör tarama yönü imal edilen numunelerin daha düģük, SLM ile 45 o ardıģık olarak sağ ve sol lazer vektörü yönünde imal edilen numunelerde daha yüksek 115

132 olduğu tespit edilmiģtir. Yani SLM ile 45 o ardıģık olarak sağ ve sol lazer vektörü yönünde imal edilen numunelerin daha sünek olduğu ortaya çıkmıģtır. SLM yöntemi ile imal edilen parçaların x ekseni boyunca 5 mm aralıklarla yapılan sertlik ölçümlerinde numunelerin sertlik değerleri yaklaģık 83,7 HRB ile 96 HRB arasında değiģkenlik göstermektedir. Geleneksel yöntemler ile üretilen numunelerin ASTM standartlarına göre sertlik değeri mevcut olduğundan bu numunelerin sertlikleri ölçülmemiģtir ve ASTM standartlarına göre sertlik değeri 95 HRB olarak alınmıģtır. SLM ile imal edilen numunelerin sertlik değerleri standart numunenin sertlik değerine oldukça yakın olduğu tespit edilmiģtir. Yapılan ince tornalama iģlemlerinde düģük ilerleme hızlarında kesme hızının artıģı ile kesme kuvvetlerinde bir miktar artıģ ya da azalıģlar tespit edilmiģtir. Fakat yüksek ilerleme hızlarında kesme hızı arttıkça ilerleme kuvveti hariç diğer kesme kuvvetlerinde belirgin azalmalar ölçülmüģtür. Bu azalmaların artan kesme sıcaklığından kaynaklandığı düģünülmektedir. Kuvvetlerin azalmasından sonra kesme hızındaki artıģ devam ettiğinde kesme kuvvetlerinin de arttığı gözlemlenmiģtir. Bunu sebebi olarak da deneylerdeki maksimum kesme hızında (370 m/dak) takım aģınmasın daha fazla olduğu sanılmaktadır. Bu sözü edilen durumlar genel olarak her 3 numune içinde geçerlidir. Bunların yanı sıra SLM ile üretilmiģ iģ parçaların tornalanması sırasında iģlenmiģ yüzeye yapıģan küçük tanecikler halinde malzemelere rastlanmıģtır. Kesme hızının artıģı ile yapıģma miktarı da artıģ göstermiģtir. Fakat ilerleme hızının artıģı ile de yapıģmalarda azalma söz konusudur. Bu yapıģmalarda kesme sıcaklığındaki artıģın ve malzemelerin içyapılarındaki yer yer olan gözenekli yapıdan meydana geldiği düģünülmektedir. Yapılan çalıģmada elde edilen yüzey pürüzlülük değerleri literatürle uyumlu bir Ģekilde tüm numuneler için ilerleme hızı arttıkça artıģ göstermektedir. Literatürde yaygın olarak bahsedildiği gibi kesme hızının artıģı ile yüzey pürüzlülüğünde azalma görülememiģtir. Aksine bir artıģ gözlenmiģtir. Bunun sebebi ise artan kesme hızlarından dolayı titreģim miktarının ve BUE oluģumunun artması olarak yorumlanmaktadır. Özellikle SLM ile üretilen numunelerde yüksek kesme ve 116

133 ilerleme hızlarında yüzey pürüzlülüğünde çok ciddi artıģlar söz konusudur. Yüzey pürüzlülüğünün artıģında iģlenmiģ yüzeye yapıģan partiküllerin de büyük etkisi vardır. Deney sonuçlarının kesme parametreleri ile birlikte yapılan ANOVA analizi sonucunda ilerleme kuvveti hariç diğer kesme kuvvetlerini en çok etkileyen parametrenin ilerleme hızı olduğu tespit edilmiģtir. Yüzey pürüzlüğü açısından ise malzeme değiģimi, kesme ve ilerleme hızı yüzey pürüzlülüğü değerini önemli ölçüde etkilemektedir. Bunun yanı sıra mxf (malzeme ve ilerleme hızı arasındaki etkileģim), V c Xf (kesme hızı ve ilerleme hızı arasında ki etkileģim) ve mxv c Xf (malzeme, kesme hızı ve ilerleme hızı arasındaki etkileģim) yüzey pürüzlülüğünü kayda değer bir biçimde etkilemektedir. Regresyon analizi sonucu esas kesme kuvveti, radyal kuvvet ve yüzey pürüzlüğü için sırasıyla % 78, % 76 ve % 85 doğruluk oranlarında 3.dereceden polinomal denklemler elde edilmiģtir. Ġlerleme kuvveti için elde edilen doğruluk oranı çok düģük olduğundan bu kuvvet için bir denklem elde edilememiģtir. Ġlerleme kuvveti için 4.54 N ortalama değer kabul edilmiģtir. Öneriler: SLM ile üretilen 316L paslanmaz çelik malzemeli numunelerin ince tornalanma performansının ve mekanik özelliklerinin incelendiği bu çalıģma konusuyla ilgili ileride yapılabilecek çalıģmalara ıģık tutması açısından aģağıdaki öneriler dikkate alınabilir: SLM ile üretilmiģ 316L paslanmaz çelik parçaların ince tornalanması esnasında kaliteli bir yüzey elde etmek için ileriki araģtırmalarda bu çalıģmada kullanılan en düģük kesme hızı ya da daha düģük kesme hızları kullanılmalıdır. 117

134 Eğer belirlenen kesme parametrelerin de ince tornalama esnasında iģlenmiģ yüzeye yapıģmalar ya da sıvanmalar meydana gelirse kesme hızı azaltılmalı ilerleme hızı artırılmalıdır. Bu Ģekilde yapıģma miktarı azaltılabilir fakat yüzey pürüzlülüğünde de artıģ olacaktır. SLM yöntemi ile herhangi bir parça imalatında 316L paslanmaz çelik toz malzeme kullanılması halinde, eğer geleneksel yöntemler ile imal edilmiģ 316L paslanmaz çelik malzemelere göre daha fazla süneklik elde etmek isteniyorsa ardıģık olarak 45 o sağ ve 45 o sol tarama yönü strateji kullanılmalıdır. Eğer daha az süneklik isteniyorsa 45 o tek yön tarama tercih edilmelidir. 118

135 6. KAYNAKLAR Adesta, E.Y.T., Riza M., Hazza M., Agusman D Tool Wear and Surface Finish Investigation in High Speed Turning Using Cermet Insert by Applying Negative Rake Angles. European Journal of Scientific Research 38, Ağar, H., Prototipleme Teknolojilerinin Ürün Tasarımına Etkileri, Mimar Sinan Güzel Sanatlar Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,77s. Ġstanbul. AltıntaĢ, Y., Y., Manufacturing Automation. Cambridge University Pres, 275 s. Vancouver. Altın, A., Nikel Esaslı Inconel 718 Süper AlaĢımının ĠĢlenebilirliğinin Ġncelenmesi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi,207s. Ankara. Aksoy, T., , 4140 Ve 8620 Toz Metalürjisiyle Üretilen PMD 23 Çeliğinin ĠĢlenmesinde Kesici Takım Performansının ve TalaĢ Geometrisinin Ġncelenmesi, Kırıkkale Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 130s. Kırıkkale. AkkuĢ, H., Tornalama ĠĢlemlerinde Yüzey Pürüzlülüğünün Ġstatistiksel Ve Yapay Zeka Yöntemleriyle Tahmin Edilmesi, Selçuk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 125s. Konya. Akınca, A.C., Enstrümantasyon ve Hızlı Prototipleme Uygulamalarında Kullanılabilecek DüĢük Maliyetli Bir CNC Tezgâhı GeliĢtirilmesi, Hacettepe Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,116s. Ankara. Arifoğlu, U., Matlab Simulink ve Mühendislik Uygulamaları Alfa Basım Yayın Dağıtım Ltd.ġti., 915 s. Ġstanbul. Aruna M., Dhanalakshmi V Response Surface Methodology in Finih Turning Inconel 718. International Journal of Engineering Science and Technology 2, Asiltürk, Ġ., Testere Ġle Kesme ĠĢleminde Yapay Zeka Tabanlı Adaptif Kontrol Uygulaması, Selçuk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 184s. Konya. Atakök, G., Cnc Tornada TalaĢ Kaldırma ĠĢlemlerinde TalaĢ Kırıcı Geometrisinin ĠĢlenebilirliğe Etkilerinin Deneysel ve Sonlu Elemanlar Yöntemiyle Ġncelenmesi, Marmara Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 133s. Ġstanbul. 119

136 Aydemir, A.O., Torna Ve Freze Tezgahlarında Bilgisayar Destekli Kesici Takım Seçimi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 94s. Ankara. Avcı, Y., Sonlu Eleman Modeli Güncellemesi Tekniğinde BenzetilmiĢ Tavlama Algoritması Kullanılarak Mekanik Sistemlerde Hasar Tespiti, Ġstanbul Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi, 64s. Ġstanbul. Balcı, B., AISI 304 Östenitik Paslanmaz Çelik Malzemenin ĠĢlenmesinde Yüzey Pürüzlülüğünün Ġncelenmesi, Karabük Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Bilim uzmanlığı tezi,67s. Karabük. BaĢaltın, M., Zamana Göre Takım AĢınmasının ĠĢleme Sesi Ġle Deneysel Ġncelenmesi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,118s. Ankara. Biçkici, B., Çok DeğiĢkenli Varyans Analizi ve Çoklu Doğrusal Regresyon Analizinin Uygulamalı Olarak KarĢılaĢtırılması, Atatürk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,54s. Erzurum. Bouacha K., Yallese M. A., Mabrouki T., Rigal J.F Statistical analysis of surface roughness and cutting forces using response surface methodology in hard turning of AISI bearing steel with CBN tool. International Journal of Refractory Metals & Hard Materials 28, Buchbinder, D., Schleifenbaum, H., Heidrich, S., Meiners, W., Bültmann, J High Power Selective Laser Melting (HP SLM) of Aluminum Parts. Physics Procedia 12, Bhatt A., Attia H., Vargas R.,Thomson V Wear Mechanisms of WC Coated and Uncoated Tools in finish Turning of Inconel 718. Tribology International 43, Brinksmeier E., Levy G., Meyer D., Spierings A.B Surface Integrity of Selective-Laser-Melted Components. CIRP Annals - Manufacturing Technology 59, Chen W Cutting forces and surface finish when machining mediumhardness steel using CBN tools. International Journal of Machine Tools & Manufacture 40, Chou Y.K., Song H Tool Nose Radius Effects on Finish Hard Turning. Journal of Materials Processing Technology 148, Çakir M.C., Ensarioglu C., Demirayak I Mathematical Modeling of Surface Roughness for Evaluating the Effects of Cutting Parameters and Coating Material. Journal of Materials Processing Technology 209, Çakır, M.C., Modern TalaĢlı Ġmalat Yöntemleri. Nobel Yayın No: 993, Nobel yayın dağıtm, 267 s. Ankara. 120

137 Çetin, M.S., Bitkisel Esaslı Kesme Sıvılarının Tornalamadaki Performansının AraĢtırılması, Gebze Yüksek Teknoloji Enstitüsü Mühendislik ve Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi,190s.Gebze. Çevik, E., Tornalama ĠĢleminde Kesici Takım Ömrünün ĠyileĢtirilmesine Yönelik Alternatif Bir YaklaĢım, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,70s. Ankara. Çetinçalı, R., AISI 316L Paslanmaz Çeliğin Kaplamalı ve Kaplamasız Kesici Takımlarla ĠĢlenilebilirliğinin AraĢtırılması, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 91s. Ankara. Çiftci I Machining of Austenitic Stainless Steels Using CVD Multi-Layer Coated Cemented Carbide Tools. Tribology International 39, Çolak, O., Cnc Freze Tezgahı Ġçin Kesme Parametrelerinin Akıllı Yöntemlerle Elektronik Ortamda Optimizasyonu, Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 311s. Isparta. Davim J.P., Figueira L Machinability Evaluation in Hard Turning of Cold Work Tool Steel (D2) With Ceramic Tools Using Statistical Techniques. Materials and Design 28, Demirok, S., Çeliklerin Farklı Sertlik Oranlarında ĠĢlenebilirliklerinin AraĢtırılması, Gebze Yüksek Teknoloji Enstitüsü Mühendislik ve Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi,80s.Gebze. Dogra M., Sharmab V. S., Durejac, J Effect of Tool Geometry Variation on Finish Turning A Review. Journal of Engineering Science and Technology Review 4, Duman, B., Lazer Sinterleme Parametreleri, Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Semineri III, 45 s, Isparta. Düzgün, S., Tornalamada ĠĢlem Parametrelerinin Optimizasyonunda, Genetik Algoritma ÇalıĢmaları ve Uygulaması, Marmara Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 117s. Ġstanbul. Ensarioğlu, C., TalaĢlı Ġmalat ĠĢlemlerinde Kesme Parametrelerinin Belirlenmesi Ġçin Bir Uzman Sistem YaklaĢımı, Uludağ Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 85s. Bursa. Ezugwu E. O., Bonney J Finish Machining of Nickel-Base Inconel 718 Alloy with Coated Carbide Tool under Conventional and High-Pressure Coolant Supplies. Tribology Transactions 48, Ezugwu E.O., Bonney J., Fadare b D.A., Sales W.F Machining of Nickel- Base, Inconel 718, Alloy with Ceramic Tools under Finishing Conditions with Various Coolant Supply Pressures. Journal of Materials Processing Technology ,

138 Gopalsamy B.M., Mondal B.,Ghosh S Taguchi Method And ANOVA: An Approch For Process Parameters Optimization Of Hard Machining While Machining Hardened Steel. Advanced Manufacturing Technology 68, Gu D., Shen Y Processing conditions and microstructural features of porous 316L stainless steel components by DMLS. Applied Surface Science, 255, Gusarov A.V., Yadroitsev I., Bertrand Ph., Smurov I Heat transfer modelling and stability analysis ofselective laser melting. Applied Surface Science, 254, Gündüz, A., Tornalama ĠĢleminde OluĢan Kesme Kuvvetlerinin Bulanık Mantık ve Yapay Sinir Ağlarıyla Tahmini, Marmara Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 87s. Ġstanbul. Günay, M., Toz Metalurjisi Yöntemiyle ÜretilmiĢ Al-Si/SiCp Kompozitlerin Mekanik Ve ĠĢlenebilirlik Özelliklerinin AraĢtırılması, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi,209s. Ankara. Grzesik W., Brol S Wavelet and Fractal Approach to Surface Roughness Characterization after finish Turning of Different Workpiece Materials. Journal of Materials Processing Technology 209, Hagiwara M., Chen S., Jawahir I.S A Hybrid Predictive Model and Validation For Chip Flow in Contour Finish Turning Operations with Coated Grooved Tools. Journal of Materials Processing Technology 209, Hagiwara M., Chen S., Jawahir I.S Contour finish Turning Operations with Coated Grooved Tools:Optimization of Machining Performance. Journal of Materials Processing Technology 209, Hasçalık A., ÇaydaĢ UlaĢ Optimization Of Turning Parameters for Surface Roughness and Tool Life Based on the Taguchi Method. International Journal of Advanced Manufacturing Technology 38, Hagiwara M., Optimization of Machining Performance in Contour Finish Turning Operations. The Graduate School University of Kentucky, Maste thesis, 103s. Kentucky. ĠĢbilir, F., Takım Ömrünün Sebep-Sonuç Diyagramları Ġle Açıklanması, Yüzey Pürüzlülüğü ve Takım Ömrüne Etkili Faktörlerin Analizi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi,74s. Ankara. Jhabvala J., Study of the Consolidation Process under Macro- and Microscopic Thermal Effects in Selective Laser Sintering and Selective Laser Melting. Faculte Scıences Et Technıques De L ıngenıeur, Doctoral thesis, 155, Switzerland. JTEC/WTEC Panel Report on Rapid Prototyping in Europe and Japan,

139 Kartal, M.S., AlaĢımsız Çeliklerin Cnc Torna Tezgahında ĠĢlenmesinde Yüzey Pürüzlülüğü ve Takım AĢınmasının Taguchi Yöntemiyle Ġncelenmesi, Marmara Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 98s. Ġstanbul. Kempen K., Yasa E., Thijs L., Kruth J.P., Van Humbeeck J Microstructure and mechanical properties of Selective Laser Melted 18Ni- 300 steel. Physics Procedia 12, Khidhir B.A., Mohamed B Selecting of Cutting Parameters from Prediction Model of Cutting Force for Turning Nickel Based Hastelloy C-276 Using Response Surface Methodology. European Journal of Scientific Research 33, Kirby D. E., Zhang Z., Chen C.J., Chen J Optimizing Surface Finish in a Turning Operation Using the Taguchi Parameter Design Method. International Journal of Advanced Manufacturing Technology 30, Kishawy H.A., Elbestawi M.A Effects of Process Parameters on Material Side flow During Hard Turning. International Journal of Machine Tools & Manufacture 39, Kopac J., Bahor M., Sokovic M Optimal Machining Parameters for Achieving the Desired Surface Roughness in Fne Turning of Cold Pre-Formed Steel Workpieces. International Journal of Machine Tools & Manufacture 42, Kruth J.-P., Badrossamay M., Yasa E., Deckers J., Thijs L., Van Humbeeck J Part and material properties in selective laser melting of metals.16 th Internation Symposium on Electromachining XVI. Kruth J.P., Froyen L., Van Vaerenbergh J., Mercelis P., Rombouts M., Lauwers B Selective Laser Melting of iron-based Powder. Journal of Materials Processing Technology 149, Kurt, A., TalaĢ Kaldırma Sırasında OluĢan Kesme Kuvvetleri ve Mekanik Gerilmelerin Deneysel Olarak Ġncelenmesi ve Matematiksel Modellerinin OluĢturulması, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 266s. Ankara. Küçük, H., Torna Tezgahında TalaĢ Kaldırma ĠĢlemine Etki Eden Faktörlerin Bilgisayar Destekli Optimizasyonu, Marmara Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 193s. Ġstanbul. Lalwani D.I., Mehta N.K., Jain P.K Experimental Ġnvestigations Of Cutting Parameters Ġnfluence on Cutting Forces And Surface Roughness in finish Hard Turning of MDN250 Steel. Journal of Materials Processing Technology 206,

140 Li R., Liu J., Shi Y., Du M., Xie Z L Stainless Steel with Gradient Porosity Fabricated by Selective Laser Melting. Journal of Materials JMEPEG 19, Lin W.S., Lee B.Y., Wu C.L Modeling the Surface Roughness and Cutting Force for Turning. Journal of Materials Processing Technology 108, Meiners W Selective Laser Melting Additive Manufacturing for series production of the future. INTERMAT 2011 Luxembourg 1 st. Motorcu, A.R., Ç1050, Ç4140 ve Ç52100 Çeliklerinin ĠĢlenebilirliği ve Modeller GeliĢtirilmesi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi,465s. Ankara. Motorcu A.R Karbon Çeliğinin Seramik Kesici Takımlarla ĠĢlenmesinde Yüzey Pürüzlülüğünün Değerlendirilmesi. Uludağ Üniversitesi Mühendislik-Mimarlık Fakültesi Dergisi 14, NeĢeli, S., Tornalamada Takım Geometrisi ve Tırlama TitreĢimlerinin Yüzey Pürüzlülüğüne Etkileri, Selçuk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 148s. Konya. ÖzçatalbaĢ, Y., , 4140 ve 8620 Çeliklerin Isıl ĠĢlemle DeğiĢen Mikroyapı ve Mekanik Özelliklerine Bağlı ĠĢlenebilirlikleri, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 237s. Ankara. Özkan, Ġ.A., Tornalamada Kesme Kuvvetlerinin Ve Takım Ucu Sıcaklığının Bulanık Mantık ve Yapay Sinir Ağı Teknikleriyle Tahmin Edilmesi, Selçuk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 105s. Konya. Özdemir, H., Tornalama ĠĢleminde Kesme Kuvveti Ölçümünde Kullanılacak Dinamometre Tasarımı ve Üretimi, Sakarya Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 66s. Sakarya. Özel T., Karpat Y., Figueira L., Davim J. P Modelling of Surface finish and Tool flank Wear in Turning of AISI D2 Steel With Ceramic Wiper Ġnserts. Journal of Materials Processing Technology 189, Özdemir, K., Ġlk AĢınma Bölgesinde Takım AĢınmasını Etkileyen Parametrelerin Deneysel Analizi, Uludağ Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 82s. Bursa. Özuğur, B., Hızlı Prototipleme Teknikleri Ġle Kompleks Yapıdaki Parçaların Üretilebilirliklerinin AraĢtırılması, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,104s. Ankara. Özel T., Karpat Y Predictive Modeling of Surface Roughness and Tool Wear in Hard Turning using Regression and Neural Networks. International Journal of Machine Tools & Manufacture 45,

141 Pawade R.S., Joshi S. S., Brahmanka P.K Effect of Machining Parameters And Cutting Edge Geometry on Surface Ġntegrity of High-Speed Turned Inconel 718. International Journal of Machine Tools & Manufacture 48, Rech J., Moisan A Surface Integrity in Finish Hard Turning of Case-Hardened Steels. International Journal of Machine Tools & Manufacture 43, Remadna M., Rigal J. F Evolution During Time of Tool Wear and Cutting Forces in the Case of Hard Turning with CBN Inserts. Journal of Materials Processing Technology 178, Schafer M Additive Layer Manufacturing: Selective Laser Melting in Industrial Applications and Scientific Research. 9.Summer University ENISE. Sahin Y., Motorcu A.R Surface roughness model in machining hardened steel with cubic boron nitride cutting tool. International Journal of Refractory Metals & Hard Materials, Sayit, E., KGDD Malzemeler Ġçin Sürekli Olmayan Kesme ġartlarında Takım Ömrü Analizi, Afyon Kocatepe Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,72s. Afyon. Seco Tools Kesici Takımlar Ġnternet sitesi. EriĢim tarihi: Sofu, M.M., Hızlı Direkt Ġmalatta Kullanılan Seçici Lazer Sinterleme ve Ergitme Cihazının Gövde Tasarımı ve Ġmalatı, Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans tezi Tezi, 79s. Isparta. Söke, A., Genetik Algoritma Ve BenzetilmiĢ Algoritma Ġle Ġki Boyutlu Giyotinsiz Kesme Problemlerine Olasılıksal YaklaĢım, Kocaeli Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,148s. Kocaeli. Stamp R., Fox P., O Neil W., Jones E., Sutcliffe C The development of a scanning strategy for the manufactureof porous biomaterials by selective laser melting. Material Science 20, Spierings A. B., Levy G Comparison of density of stainless steel 316L parts produced with selective laser melting using different powder grades.sff Symposium. ġahin, Y., TalaĢ Kaldırma Prensipleri 2. Nobel Yayın Dağıtım Ltd.ġti., 490 s. Ankara Tali, D., Nikel Esaslı Inconel 718 Süper AlaĢımının Tornalanmasında Yüzey Pürüzlülüğünün Ġncelenmesi, EskiĢehir Osmangazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,170s. EskiĢehir. 125

142 Taylan, F., Sert Malzemelerin Frezelenmesinde Takım AĢınma DavranıĢlarının Belirlenmesi, Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 223s. Isparta. Tekaüt, Ġ., Takım Tezgâhlarındaki Kesici Takım TitreĢiminin Yüzey Pürüzlülüğüne Etkisi, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 84s. Ankara. Thamizhmani S., Saparudin, S., Hasan S.2007.Analyses of Surface Roughness by Turning Process Using Taguchi Method. Journal of Achievements in Materials and Manufacturing Engineering 20, Thiele J.D., Melkote S. N Effect of Cutting Edge Geometry and Workpiece Hardness on Surface Generation in The Finish Hard Turning of AISI steel. Journal of Materials Processing Technology 94, Tolosa I., Garciandía F., Zubiri F., Zapirain F., Esnaola A Study of Mechanical Properties of AISI 316L Stainless Steel Processed by Selective Laser Melting, Following Different Manufacturing Strategies. Advanced Manufacturing Technology 51, Tomkiewicz A.Z Analysis Of Surface Roughness Parameters Achieved by Hard Turning With The Use of PCBN Tools. Estonian Journal of Engineering 17, Tsopano S., Mines R.A.W., McKown S., Shen Y., Cantwell W.J., Brooks W., Sutcliffe C.J The Influence of Processing Parameters on the Mechanical Properties of Selectively Laser Melted Stainless Steel Microlattice Structures. Journal of Manufacturing Science and Engineering 132, Uzun, H.Ġ.Y., Makine Mühendisliğinde Kullanılan Optimizasyon Tekniklerinin Ġncelenmesi, Yıldız Teknik Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi,137s.Ġstanbul. United Performence Metals Technical Data 2011.Ġnternet sitesi. EriĢim tarihi: Xavior M. A., Adithan, M Determining The Ġnfluence of Cutting fluids on Tool Wear and Surface Roughness During Turning of AISI 304 Austenitic Stainless Steel. Journal of Materials Processing Technology 209, Yaz, M., Mangan ve Silisyum Katkılı Yüksek Cr, Ni li Paslanmaz çelik dökümlerinin TalaĢlı ĠĢlenebilirliğinin AraĢtırılması, Fırat Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 84s. Elazığ. Yazman, ġ., ÖstemperlenmiĢ Ferritik Küresel Grafitli Dökme Demirlerde Kesme Parametrelerinin ĠĢlemeye Etkilerinin AraĢtırılması, Selçuk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek Lisans Tezi, 129s. Konya. 126

143 Yadroitsev I., Bertrand Ph., Smurov I Parametric analysis of the selective laser melting process. Applied Surface Science, 253, Yadroitsev I., Smurov I Surface Morphology in Selective Laser Melting of Metal Powders. Physics Procedia 12, Yadroitsev I., Thivillon, L. Bertrand Ph., Smurov I Strategy of manufacturing components with designed internal structure by selective laser melting of metallic powder. Applied Surface Science 254, Yadroitsev I., Smurov I Surface Morphology in Selective Laser Melting of Metal Powders. Physics Procedia 12, Yang W.H., Tarng Y.S Design Optimization Of Cutting Parameters for Turning Operations Based on The Taguchi Method. Journal of Materials Processing Technology 84, Yassina, A., Uedab T., Furumotob T., Hosokawab A., Tanakab R., Abe S Experimental investigation on cutting mechanism of laser sintered material using small ball end mill. Journal of Materials Processing Technology 209, Yavuz, K., GGG-70 Sınıfı Küresel Grafitli Dökme Demir Kam Millerinin ĠĢlenebilirliğinin Deneysel Olarak AraĢtırılması, Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Yüksek lisans tezi,101s. Ankara. Yılmaz, N., Demir Esaslı Toz Metal Malzemelerin TalaĢlı ĠĢlenebilirliği, Süleyman Demirel Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Doktora Tezi, 251s. Isparta. Zou B., Chen M., Li S Study on Finish-Turning of NiCr20TiAl Nickel-Based Alloy Using Al2O3/TiN-Coated Carbide Tools. International Journal Advanced Manufacturing Technology 53, Zhang J.Y., Liang Y. S Process Optimization of Finish Turning of Hardened Steels. Materials and Manufacturing Processes 22, Zhang L.C., Klemm D., Eckert J., Haod Y.L. Sercombe T.B Manufacture By Selective Laser Melting and Mechanical Behavior of a Biomedical Ti- 24Nb 4Zr 8Sn Alloy. Scripta Materialia 65,

144 EKLER 128

145 Ek 1. Çekme testleri sonuç raporu 129

146 ÖZGEÇMĠġ Adı Soyadı: Kadir KIRAN Doğum Yeri ve Yılı: Antalya/ Medeni Hali: Bekar Yabancı Dili: Ġngilizce Eğitim Durumu (Kurum ve Yıl) Lise : Antalya Çağlayan Lisesi Lisans : Süleyman Demirel Üniversitesi M.M.F Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü ÇalıĢtığı Kurum/Kurumlar ve Yıl: Baydarlar Tekstil Makinaları/BURDUR