BURLA. SONY Magnescale IRC. Japonya. Distribütörü: Voyvoda Cad Tel:,16$ 50 SO/10 Kat. Tunus Cad 5/2 Bakanlıklar Tef; SO/ 3 Hat

Transkript

1

2 Her tor takım tezgahına kolaylıkla uygulanabilen - 1,2,3 eksenli, hafızalı» programlanabilir veya mekanik önayarfı gösterge üniteleri Toz, kir, yağ, soğutma sıvısı ve titreşimden katiyen etkilenmeyen Manyetik Metal alaşımından yapılmış okuma cetvelleri Geometrik boyut kontrolü ve markalama kolaylığı için Referans Noktası Algılayıcısı. Stoktan teslimat, Türkiye'nin her yerinde ücretsiz montaj ve bir yıl garanti. SONY Magnescale IRC. Japonya Distribütörü: BURLA Makına Ticareti ve Yatırım A.$ Voyvoda Cad Tel:,16$ 50 SO/10 Kat Tunus Cad 5/2 Bakanlıklar Tef; SO/ 3 Hat

3

4 TESİSLERİNİZİN GÜVENCESi GLOBE (Baskılı) TiP VANALAR Pistonlu VANALAR ÇEK VANALAR Kazan su seviye göstergeleri Termodinamik Buhar Kapanları Dövme çelik Küresel vana kompansatör Borulutip Dövme çel i k Gate Valf Yaylı ve Ağırlıklı tip Emniyet vanaları PAZARLAMA ANONİM ŞiRKETi Merkez Satış MaCszssı Tünel Cad. OmerağaSok. No.27 FABRİKALAR Yayalar köyü PENDlK/ISTANBUL Ankara Bürosu Demmepe, Sümer Sok. No. 13/8 izmir Bürosu Cumhuriyet Bulvarı No. 131 /3-4

5 Nisan l April'86 Cilt: 27 Sayı: 315 SUNUŞ 2 MERKEZCİL HİDROLİK MAKİNALARDA KANAT SAYISI HESABI 3 Y. Doç. Dr. Nazif DİNÇ ER KRİTİK SICAKLIKLAR ARASI ISIL İŞLEM 10 Met. Y. Müh. İlhan BÜKÜLMEZ Doç. Dr. Haluk ATALA DÖRT YOLLU VANALAR 16 Nural TUNÇER ALÜMİNYUM EKSTRÜZYONUNDA OPTİMUM ÇALIŞMA ŞARTLARININ BİLGİSAYAR YARDIMIYLA SAPTANMASI 24 Mustafa GEVREK, Sinan ONURLU KIZGIN FİLMÜ ANEMOMETRELERDE KALİBRASYON VE UYGULAMALAR 28 Doç. Dr. Mehmet UYSAL Arş. Gör. ErtanBAYDAR Makina Mühendisleri Odası Adına Sahibi (Publisher) : ismet Rıza ÇEBl Sorumlu Yazı İşleri Müdüıü (Managing Editör) : Murat ÖNDER Yay in Kurulu (Publishing Board): Atilla ATASOY, Reşat ERUEVENT, Metin ŞiMŞEK, Serhat ALTEN Reklam Yönetmeni (Advertising Repretentative): Nermin OZBAKl Grafik (Graphists) : Mustafa AKAR Dizgi (Type Setting): B uro D oğ us Baskı (Printed by) : MAYA Matbaacılık Yayıncılık Ltd. Ştl. Tel : Ankara Yönetim Yeri (Head Office) : Konur Sok. No. 4/ Kızılay - Ankara Tel : Yazı Yayım Koşullan : Yazılar daktilo ile yazılmış Ikl kopya olarak, yazının 100 sözcükten oluşan Türkçe ve ingilizce özeti, yazarın kısa özgeçmişi, adresleri ve telefon numaraları ile birlikte gönderilmelidir. Fotoğraflar net ve temiz olmalı, mümkünse negatifi gönderilmeli, şekiller basım için aydınger ya da beyaz kağıda çini mürekkebi ile çizilmelidir. SI birimleri kullanılmalıdır, özgün ve Derleme yazılardaki görüşler yazarına, Çevirilerden doğacak sorumluluk ise çevirene aittir. Gönderilen yazılar başka bir yayın organında yayımlanmamış olmalıdır. Yayın kurulu gönderilen yazılar üzerinde gerekli gördüğü düzeltmeyi yapmaya yetkilidir. Dergide yayımlanan yazılara bir dergi sayfası için özgün ve Derleme yazılarda TL. Çeviri yazılarda TL net ödeme yapılır. Dergideki yazılar kaynak gösterilmek koşuluyla başka yayın organlarında yayımlanabilir. Abone Koşullan : Maklna Mühendisleri odası'nın Türkiye'deki Üyelerine parasız gönderilir.sayısı 500.-TL; Yıllık abone SjDOO.-TL; 6 aylık TL. + KDV uygulanır. Mühendislik eğitimi yapan öğrencilere % 50 indirim yapılır. Yurt dışı abone 35 ABD Doları. Reklam Fiyatları ve Koşullan : ön iç Kapak: TL, Arka Kapak: TL, Arka iç Kapak: TL, l ç Sayfa: TL, 1/2 sayfa: TL, 1/4 Sayfa: TL, 1/8 Sayfa: TL., l ç Tanıtım Sayfası: 600.OOO.-TL, ikinci Kapak: TL.+KDV uygulanır. Derginin sayfa boyutları 2O x 27 cm'dlr. Reklam filmleri 17 x 24 cm, 17 x 12 cm, 17 x 16 cm. 8.5 x6cm. boyutlarında gönderilmelidir. Her bir ek renk için TL, renk suzümü için TL. ödenir. Reklam bedelleri fatura tarihinden başlayarak 15 gün içinde Türkiye i ş Bankası, Ankara Yenişehir Şubesindeki 8987 No.'lu hesaba vatını ir. ANKARA ŞUBESİ : Sümer Sok. 36/1,06442 Demirtepe/Ankara, Tel : * İSTANBUL ŞUBESİ : istiklâl Cad. 99 Ankara i şhanı, Kat: 4, Beyoğlu/istanbul, Tel : * İZMİR ŞUBESİ : Ali Çetlnkaya Bul. No: 12 Kat: l D.l Gündoğdu Alsancak/lzmlr, Tel : * ADANA ŞUBESİ : Atatürk Cad. Ekmekçiler Ap ; 171/3, Tel : * BURSA BÖLGE TEMSİLCİLİĞİ : Hacılar Mahallesi Eceler Sok. Beysel Apt. Kat: 4. Tel : * DİYARBAKIR BÖLGE TEM- SİLCİLİĞİ : Inanoğlu Cad. Ebru Apt. Kat: l D:l Tel : * TRABZON BÖLGE TEMSİLCİLİĞİ: Uzun sok. EBA Çarşısı Kat: 4 NO : 33 Tel: * Basıldığı Tarih : Haziran 1986, Baskı sayısı : 18500

6 "Okuyucu, önsöz okumazsın sen, biliyoruz, kendimizden biliyoruz bunu." Sayın Sabahattin Eyüpoğlu ve M.Ali Cimcoz "Devle t'in önsözünde böyle sesleniyor okuyuculara. Dergimiz ellerine ulaştığı zaman ilk olarak "sunuş" okuyan üyelerimizin varlığını bilmemize rağmen Sayın Sabahattin Eyüpoğlu ve M.Ali Cimcoz'un bu sözlerini paylaşıyoruz. Okunuyor olsa bile bu sayfamızın daha iyi değerlendirilmesi için "Sunuş" yerine "Başyazı" yayımlamak istiyoruz. Bu "Sunuş "umuz bu amaca yönelik bir çağrı niteliği taşımaktadır. Birlik, Merkez ve Şube yöneticilerimiz, Bölge ve îl temsilcilerimiz; sizlerin örgüt ve ülke sorunlarına ilişkin görüşlerinizi yayımlamak istiyoruz, özellikle "Mühendis ve Makina "nın ilgi alanına giren konulardaki güncel yorumların üyelerimiz tarafından ilgi ile izleneceği görüşündeyiz. Güncel konularda "Birliğimiz" "Odamız" ne düşünüyor diyen üyenin istemlerine bir köşede yanıt vermek istiyoruz. Yöneticilerimizin bu isteği benimseme ve sahiplenme inancı ile Saygılarımızla YAYIN KURULU MÜHENDİS VE MAKlNA DERGiSi CiLT : 27 SAYI 315 NiSAN 1986

7 KONU İLE ÎLGÎLl GENEL BİLGİLER Merkezcil hidrolik makinalarda kanat sayısı hesabı Y.Doç. Dr. Nazif DlNÇER Dokuz Eylül Üniversitesi Denizli Mühendislik Fakültesi Bu çalışma, merkezcil hidrolik makinalarda kanat sayısı hesabı için çıkarılmış olan yeni bir bağıntıyı bu dalı uğraşı sahası seçmiş mühendis ve mühendis adaylarına tanıtmak için ele alınmıştır. önce kanat sayısının doğru belirlenmesinin önemi üzerinde durulmuş, sonra bu konu ile ilgili çeşitli çalışmalar ve bu güne kadar kullanılan bağıntılar okuyucunun bilgisini tazelemek için nedeni ile beraber verilmiş ve sonra yeni bağıntının çıkarılmasına geçilmiştir. Bu yeni bağıntının, bu güne kadar kullanılanlardan hangisinin yerini haklı olarak alabileceği ve yahut hangi çalışma alanlarında daha uygun bir bağıntı olduğunu ise ancak uygulama gösterecektir. Bu araştırmanın yazarı merkezcil hidrolik makinalann yüksek özdevir sahasında bulunanları için daha uygun olacağı izlenimini taşımaktadır. Hidrolik makinalarında kuramsal olarak kanat sayısının sonsuz ve kanat kalınlığının da sonsuz ince olması ideal akışkanın kanat önünde ve arkasında kanadın uyumlu olarak hareketini sağlar. Uygulamada böyle bir kanat dizinini gerçekleştirmek olanaksız olduğundan, akışkandan kanat dizini önünde ve arkasında kanadın uyumlu olarak hareketi beklenemez. Kanat sayısının sonlu olması ise, akışkan ile döner çark (döner teker)arasındaki enerji alışverişi yönünden önemli bir sonuç doğurur. Kanat sayısının sonlu kalması halinde gerçek sapma kanat açılarının öngördüğü sapmadan daha küçüktür. Dolayısı ile sonsuz kanat kabulü ile yapılacak bir hesap sonucu bulunacak enerji alışverişinin gerçekte de elde edilebilmesi için kanat açılarının sonsuz kanat halindeki sapmayı sağlayacak şekilde değiştirilmesi gerekir. Bu açı değişikliği gerçekleştirilmediği veya gerçek sapma dikkate alınmadığı takdirde makina bir boyutlu potansiyel kuramla hesaplanandan daha az güç verir. Bu sapmanın nedenini şöyle izah edebiliriz: Hareket etmeyen bir kanat dizinini (Yönel kanat kuşağı) ele alalım (Şek.1.1.). Bu kanat dizinini bir akımın içine Şek. 1.1-deki gibi yerleştirelim. Sonsuz ince olan kanatda bir akım çizgisi olarak kabul edilebilinir. Potansiyel akımlarda akım çizgilerini dik olarak kesen eğriler üzerinde bulunan her noktanın enerji yüzeyi biribirine eşittir, iki kanat arasında yön değiştirerek akan akımın basıncı merkezkaç kuvvetten ötürü kanat kann kısmında kanat sırtına nazaran daha yüksek olacaktır. Yani kanat kanalı içerisinde potansiyel eğri boyunca kanat kamından kanat sırtına doğru bir basınç düşmesi izlenecektir. This study is intended to introduce a recent relationship brought out for the calculation of number of blades on radial hydraulic machines to engineers and prospective engineers who are interested in this field. Primarily, the importance of properly determining the number of blades is given weight, then conventional relationships and various studies in the field are presented for refreshment of knoıvledge gained to date, and the new, recent relationship is proceeded The practice will be able to show ıvhich the relationship still-in - use ıvould be for it to replace ör w hiç h field ıvould be more suitable for it to apply. The authorof this study favors the view that it woud be more convenient for the radial hydraulic machines of high self-speed range Şekil l Bir kanat dizininde gerçek sapma kanat açılarının öngördüğü sapmadan daha küçüktür. Potansiyel eğriler aynı enerjiyi gösteren noktaların geometrik yeri olduklarından, basınç enerjisinin arttığı bir noktada hız enerjisinin azalması gerekir. Komşu akım çizgileri tarafından sınırlanan kanalcıklar eşdebili olduklarından hızın yavaşladığı yerde kanalın genişlemesi gerekir. Hızın yüksek olduğu sırt kısmında ise eş debililik gereği kanalın daralması doğaldır. Akımın kanat dizininin MÜHENDİS VE MAKİ NA DERGiSi CİLT : 27 SAYI 315 NİSAN 1986

8 önünde ve arkasında kanat açılarının öngördüğü sapmayı azaltacak yönde doğrultu değiştirmesinin nedeni nedir? Kanadın sırt kısmındaki alçak basınç doğal olarak kanadın uç kısımlarında da az veya çok etkinliğini halen sürdürür. Bu yüzden de akım ipçikleri kanat dizininin önünde ve arkasında alçak basınç bölgesinde doğru yönelirler. Kann ve sırt bölgelerindeki basınç dağılımı bilinir ise kanada etkiyen kuvveti, dolayısı ile çarkı tahrik eden momenti hesap etmek hiçde zor değildir. Kanat önünde ve arkasında AA alanına etkiyen basınç farkı AP ise AA. AP.r momenti bütün kanat yüzeyi için hesap edilerek bir kanadın makina milinde oluşturduğu döndürme momenti kolayca hesaplanabilir. Böylece bir akım içerisinde bulunan eksenel bir kanat dizinine etkiyen kuvvetin nasıl oluştuğu hakkında fikir sahibi olduktan sonra, dönen merkezcil bir kanat dizininde mil momentini doğuran kuvvetin nasıl meydana geldiğini açıklamaya çalışalım. DÖNEN MERKEZCİL BİR KANAT DİZİNİNDE KANAT KUVVETLERİNİN DOĞUŞU* Dönen merkezcil bir kanat dizininde kanat kuvvetlerinin nasıl oluştuğunu açıklayabilmek için Şek. 2.1 deki giriş ve çıkış kenarları kapatılmış bir döner çarkı göz önüne alalım. Bu döner çark kanat kanallanndaki akışkan, çarkın açısal hızı olan "w" nın tersi yönünde bir "w" hızı ile döner [3] Şekil 2 Glrl$ ve çıkı; kenarları kapatılmış bir merkezcil kanat dizininde kanal dolanım akımı ve hız dağılımı Yukardaki denklemde P = incelenen noktadaki statik basınç (N/m2), p = incelenen noktadaki akışkan yoğunluğu (Kg/m3) W = incelenen noktadaki kanal hızı (m/s), U = incelenen noktadaki çevresel hız (m/s) dır. Aynı bir koşut daire üzerinde çevresel hızlar eşit olacağından: PI w 2 P 2 w 2 Pl 2 f> 2 2.(2) olur. W < Wj olduğundan Pj < f2 sonucuna vanlır. Bu işlemi bütün koşut daireler için yapar isek, kanadın kann ve sırt kısmındaki basınç dağılımını bulmuş oluruz. Kanalın giriş ve çıkış bölgelerindeki basınç kuvvetlerinin makina milinde her hangi bir momenti olamayacağından buradaki basınç dağılımını araştırmaya gerek yoktur. Basınç kenan ile emme kenan arasındaki basınç farkı ne kadar büyük olur ise, kapalı kanal içerisindeki dolanmada " uı" o kadar yüksek olacaktır. Geçiş hızı W sabit kalsa dahi çarkın devrinin artması ile kanatların kann ve sırt kısımlarındaki basınç farkı da artacaktır. Yani kanaldan geçen debi sabit kalsa dahi yüksek devir makina milinde yüksek güç gereksinimi gösterecektir. Hidrolik makinalarda makina muindeki gücün veya momentin hesabı için yorucu ve zaman alıcı olan kanatlardaki basınç dağılımından hareket edilmez. Bu iş için impuls yasasından yararlanır. Bir gövde bir akımda impuls değişimine neden oluyor ise bu değişim bu gövde tarafından akıma etki ettirilen kuvvetlerden ileri gelir. Herhangi bir hacime girip çıkan bir akışkanda bir impuls değişimi saptanırsa impulsun değişim büyüklüğü gövdeye etki eden dış kuvvetlerin toplamına eşittir. Konu ile daha yakından ilgili olduğundan "bir mil etrafında dönen kütlelerin mile göre momentumlannın momentinin zamanla değişimi milde kavrayan momente eşittir" ilkesinden yararlanmaya çalışalım: Dönen merkezcil bir çark kanalındaki akımı, kanal girdabı (Kanahvirbel) ile, kanala girip çıkan bir geçiş akımının harmanlanması (süperpozesi) olarak düşünebiliriz. Şek. 2.1 de görüldüğü gibi, dolanan akımın kanat kann kısmındaki hızı ile geçiş akımının hızı aynı yönde, sırt kısmında ters yöndedirler. Sonuç olarak kanaldaki akım kann kısmında daha yüksek, kanat sırtında daha düşük hızda olacaktır. Dolanım hareketini de içine alan böyle bir bağıl akış için Bernoulli denklemi yerini - U2 + = Sabit d) bağıntısına bırakır. (*) Sembol listesi yazının sonundadır. Şekil 3. Merkezcil bir kanat dizininde momentum momenti değişimi. dm. C o ve dm.c3 impulslanm teğetsel ve radyal bileşenlerine ayıralım. Teğetsel bileşenler; Basınç kenannda : dm. C%. Cosa 3 \ MÜHENDiS VE MAKİNA DERGiSi Cl LT : 27 SAVI 315 NiSAN 1986

9 Emme kenarında: dm. C 0. Cosö ft Radyal bileşenler; Basınç kenannda : dm. 63. Sin«3 Emme kenannda : dm. C 0. Sina 0 Bu bileşenlerden yalnızca teğetsel olanların makina milinde momentleri sıfırdan farklıdır. Basınç kenanndaki momentum momenti: dm. 63. r 2. Cosu% Emme kenanndaki momentum momenti: dm. C o. r^.cosa o olur buda Y k oo -- Y k = p. Y k olarak yazılır. Buradan:, = Y k (l+p) bulunur Y k = U 2 c 3u - uı C ou olduğundan. Güç azlığı faktörü (düşükgüç faktörü ) p: (8) (9).(10) Emme tarafından giren momentum kanat tarafından akışkana aktarılmadığından onu basınç kenanndaki momentumdan çıkaralım. Böylece kanat tarafından akışkana aktarılan momentum momenti (döngü): dd = dm C 0.rı.Cosa 0 )..(3) Mildeki döngünün zamana göre değişimi mildeki momenti vereceğinden ve toplam döngü : D = 2 dm. sabit olduğundan mil momenti, bütün bu dm kütlelerinin momentum momentlerinin zamana göre değişimine eşit olacaktır. dd dt dm dt (C 3.r 2. Cosa 3 - C 0. rj. Cosa o ) Denk. (8) ve (10) dan a 0 = 90 için P=( 1) (H) C 3u bulunur ^3u Y u pratik olarak bulmak zor olduğundan, uygulamada Pfleiderer tarafından geliştirilmiş ve kanat sayısının etkin rol oynadığı yöntem kullanılır. [3] PFLEİDERER YÖNTEMİ İLE GÜÇ AZLIĞI FAKTÖRÜNÜN HESABI Pfleiderer Yöntemine göre güç azlığı faktörü aşağıdaki bağıntı ile hesap edilir. M = m(c3.r 2. Costt3 C 0. rj. Cosa o ) M = m(r 2 C 3u - rı C ou ) (4) Mil "w" açısal hızı ile döndüğünden, kanatlar tarafından akışkana aktaralım güç: P= z.s.(12) P k = M. w. bulunur. Yukardaki denklemde M = moment (N.m). uı = açısal hız (l/s) P k = güç (Watt) Böylece çok daha pratik olarak kanat kanallarından geçen akışkanın makina milindeki momenti ve gücü hesap edilir. Uygulamada kanat tarafından her "Kg" akışkana aktarılan enerjiyi bilmek gayeye daha uygun düşer. Her "Kg" akışkana düşen enerji miktarını "özgül enerji" diye isimlendirir ve Y k ile gösterir isek: P y K = r- (Joul/Kg) m (6) olur. Kanat uyumlu akış için her "Kg" akışkana kanat tarafından aktarılan enerji (4), (5), (6) denklemleri göz önüne alınarak.(5) burada: Şekil Basınç kenan yan çapı (Şek. 4) Z = Döner çark kanat sayısı S = Kanat yüzeyini ortalayan AB çizgisinin makina eksenine göre statik momenti. *y = Katsayı, çark biçimine ve çarktan sonra konmuş yöneltici düzenine bağlı. Pfleiderer muhtelif yönlendirici düzenlerine göre bu katsayının hesabına yarayan bağıntıları aşağıdaki gibi vermektedir. Kanatlı yönelticisi bulunan dönerçarklarda: Y= 0.6(1 UL o 60 (13), Y koo = U 2 C 2u - ile hesap edilir. Kanat uyumlu akımla gerçek akım arasında akışkana aktarılan enerji farkı: Şekil 5. Yöneltici düzeni olarak yalnızca salyangozu bulunan çarklarda: MÜHENDiS VE MAKİNA DERGİSİ CİLT : 27 SAYI 315 NiSAN 1986

10 = ( ) (l + )..(14) 60 Şekil 6. Yöneltici düzeni olarak sadece kanatsız yayıcmın kullanıldığı dönerçarklar: Şekil 9 Kanat sayısı hesabı Radyal merkezcil çarklarda kanat sayısı Z: Y= ( ) ( ) -(15) Z= 2k Sin 0. m.(17) Yan eksenel ve eksenel çarklar için Şekil 7. ile hesap edilir. Burulmuş kanatlar için 'e' orta akım çizgisinin (AB) açınım uzunluğu, r m de ağırlık merkezinin yan çapı olmalıdır. Y = ( ) (l + İL 60 16) 0ı + alınır. "k" görgüsel bir değerdir. Kanat kalınlığı girişte "e" ye göre ne kadar kalın olur ise "k" da o kadar küçük seçilmelidir. Döküm tekerler için k= 6,5 alınabilir. -J Böylece: Z = 13 h + Sin.(18) Şekil 8. Yarı eksenel (a) ve eksenel (b) döner çark Eksenel çarkda statik moment: S = 1. r m, burada r m = rl +r2 ^ Böyl«ce hidrolik makinalarda enerji alışverişi yönünden kanadın etkinlikleri hakkında yeterince bilgi sahibi olduk. MERKEZCİL DÖNERÇ ARKLARDA KANAT SAYISI HESABI Makina üzerinde büyük etkinliği olan kanat sayısı da bir tanım sayısı olarak kabul edilebilir [4]. Zira kanat sayısının makinanın çalışması üzerinde büyük rolü vardır. Gerçi kısıtlı bir kanat sayısı sürtünmeyi düşürür, imalatı kolaylaştırır ve pompanın da daha stabil çalışmasını sağlar. Fakat enerji alışverişinde çok önemli bir husus olan akımın yönlendirilmesini kötüleştirir (güç azlığı). Bu husustan nazara alarak geliştirilmiş bir kanat sayısı bağıntısı yoktur ama, genel olarak kabul edilmiş olmamakla beraber, bazı yaklaşık bağıntılar da vardır. 6 bağıntısı ile hesap edilir. Merkezcil pompalarda silindirik kanatlar için kanat sayısı Z = 6,5 ile hesap edilebilinir. Burada: h + h D 2 + Sin D 2 - Dİ 2 (19) D 2 = Döner çarkın basınç kenan çapı.dj = Döner çarkın emme kenan çapı, 0j = Bağıl hızın emme kenan üzerinde çevresel hızla yaptığı açı, 0 2 ~ Bağıl nızm basınç kenan üzerinde çevresel hızla yaptığı açıdır. Merkezcil üfleçlerde sacdan yapılmış kanatlar için Denk. (17) de "k", arasında alınabilir. Lewinsky - Kesslitz [1] döküm tekerler için aşağıdaki MÜHENDiS VE MAKlNA DERGiSi CiLT : 27 SAYI 315 NiSAN 1966

11 bağıntıyı vermektedir, Fakat bu bağıntı Denk,(13) göre daha düşük bir kanat sayısı vermektedir. Z = 17 Sin/3 2 -(20) Bu bağıntıda D s emme çapını göstermektedir. Bu radyal merkezcil tekerlerde Dj çapından birkaç millimetre düşük alınabilir. Orta ve yüksek özgül hızlı (orta ve yüksek özdevirli) çarklarda D s için hesap edilen değer yer almalıdır. MERKEZCİL DÖNERÇARKLARDA KANAT SAYISI HESABI İÇiN YENİ BiR BAĞINTI Daha önce de bahis konusu ettiğimiz gibi, kanat sayısının sonsuz ve kanat kahnlığınında sonsuz ince olması ideal akışkan için en yüksek enerji alışverişine olanak verecektir. Fakat gerçek bir akımda yapışkanlık (viskosite) mevcut olduğundan sonsuz dar bir kanalda sürtünme kayıptan sonsuz büyük olacaktır. Küçük kanat sayısı ise ister ideal akışkan, ister gerçek akışkan hali olsun düşük güç faktörünü büyültecek tir. Bu durumda en uygun kanat sayısı ne olmalıdır? Bu güne kadar bu soruya cevap teşkil edecek kuramsal bir açıklama biçimi bulunamamıştır. Burada vermeye çalışacağımız kanat sayısı bağıntısının en uygun kanat sayısını vereceğini iddia etmek istemiyoruz. Fakat bu en azından kuramsal bir hesap yöntemine dayanmaktadır. Daha uygun bir kanat sayısını verip vermediği ancak denemeler sonucu kesinleşebilir. Şek. 10 datt FDE Üçgeninde: Böyle bir kanat taksimatı ile her iki kanat yüzeyi tarafından çevrelenmiş kanal uzunluğu, özellikle radyal merkezcil döner tekerler için oldukça kısa olur. Biz Şek. 10 daki kanat kanab arasında, kanalı iki eş debili türbine bölecek şekilde ikinci bir kanat yerleştirelim. Bu durumda sözü edilen kanat kanalının daha uzun olacağı aşikardır. Bu durumda kanat sayısı Denk. (22) dekine nazaran iki kat daha fazla olacaktır. Yani; Z = 47T (23) Uygulamadan gelecek düzeltmelere olanak sağlamak için Denk (23)'ü bir parametre ile çarparak daha esnek bir duruma sokalım, öyle ki: 47Tk Z = olsun (24) Şek. 10'dan Buradan: DE = dr EF = dy.r yazabiliriz. dr dr r.tg/3 bulunur. Sonuç olarak kanadı gören merkez açının değeri: dr r.tgö olur. Buradan kanat sayısı için: Şekil 10. Kanat sayısı bağıntısı hesabı Z 4k yazabiliriz (25) DE EF.(21) dr r.tg <f s açısı bir kanadı gören merkez açı olsun. Bu merkez açının Dİ dairesini kestiği H noktasında ikinci bir kanat başlasın. Bu durumda kanat sayısı: 27T 360" Z = olur. (22) Denk. (25) teki integralin alınması için 0 = f(r) nin veya te/3 = f(r) nin bilinmesi gerekir. Uygulamada iyi netice veren bir & = f(r) dağılımı için Pfleiderer aşağıdaki eğrileri tavsiye etmektedir MÜHENDiS VE MAKlNA DERGiSi CiLT : 27 SAYI 315 NiSAN 1986

12 P fa f h = n B = A r" S Q Sonra i =1 değeri bulunur ve Denk (27) de yerine konarak seçilen bir "k" değeri ile kanat sayısı hesap edilir. Kolayca görüldüğü gibi bu işlemler hem yorucu ve hem de çok zaman alıcıdır. Denk. (25) e bir göz attığımızda görürüz ki zorluğu çıkaran "tg0" ifadesidir. Bu terim için bir ortalama değer alabilir ve onu integralden dışlar isek integrali almak çok kolaylaşacaktır. Şekil 11. Doğrusal dağılım ve daire yayı dağılımı Daire yayı şeklindeki 0 dağılımında eğrinin 0ı noktasında bir yatay teğeti olması daha uygundur. Bunu için ise 3 ile A noktası birleştirilmen, sonra bu kirişin orta dikmesi çizilmelidir. Bu dikmenin 0 koordinatını kestiği nokta merkez olmak üzere 3 veya A dan geçen bir dairenin çizilmesi yeterlidir. Böylece j3 dağılımı belirlendikten sonra, ister j3 = f (r) teşkil edilir veya daha kolay bir yol olan grafikle çözüm yoluna gidilir. Bunun için de Denk. (24)'ü sonlu elemanlar şeklinde yazalım. Bu integralin değerini "B" ile gösterelim B = Ar rtg/3.(26) "B"nin hesabı için r x ve r 2 arasını eşit parçalara bölelim. Örneğin r = 5 mm olsun. Ar bütün terimlerde eşit olduğu için S işaretinin dışına çıkabilir. Böylece l B = Ar2 - rtg0 Buradan kanat sayısı: Z = bulunur... (27) B k 5 l olabilir.. açısı için: (3 m = değerini ortalama bir değer olarak seçelim. Böylece dr Jrtg0 olur. Bu integrali almak artık çok kolaylaşmıştır. Böylece kanat sayısı Z için: Z = 4?r (tg denklemini buluruz. 4 \TTT fi- K7T {ı 0ı + 02 ) (fin 2 0ı g denklemini buluruz ) (in D 2 J Dİ D 2 Dİ.(28) )-! (29) ilgili yayınlarda merkezcil hidrolik makinalann kanat sayısı hesabında çok kullanılan: Tbblo l "B" değerinin hesaplanması İ r = Tİ + iar 0 tg0 r.tg0 1 Ci ~rtg Dİ 0 l + 32 Z = k z Sin (30) D2 - Di rı 0ı tg0! rıtgft 1 rıtg0! bağıntısı ile Denk.(29)- u aynı değerler için karşılaştırarak aralarındaki farkı görelim. Döküm tekerler için k z = 6,5 alınabilir. [4] Bu farklar her iki bağıntı için de denemeler yapılmadan pek bir anlam ifade etmez. Hangisinin daha iyi sonuç vereceği ancak makina verimlerinin karşılaştırılması ile saptanabilir. n r 2 02 tg02 r 2 tg 2 1 r2 tg02 2 Q Karşılaştırmanın yapılabilmesi için farklı Dİ, D 2 ve 01 ve 02 değerleri alınarak Tablo - 2 oluşturulmuştur Tablo - 2 de, alınan farklı Dİ, D 2, 01 ve (3 2 değerlerine göre ZE ve Zy kanat sayılan hesap edilmiştir. Burada Denk. (19) ile bulunan kanat sayılan ZE, Denk. (29) ile bulunan kanat sayılan da Z y ile gösterilmişlerdir. MÜHENDiS VE MAKlNA DERGiSi CiLT :27 SAYI 315 NiSAN 1986

13 MÜHENDİS VE MAKlNA DERGiSi CiLT : 27 SAYI 315 NiSAN 1986 Tablo 2. (19) v«(29) Dağıntıları ile bulunan kanat sayılarının tablo halınd* karşılaştırılması No: Dİ D ZE Z Y Yukarıdaki tabloda görüldüğü gibi her iki bağıntı ile hesap edilen kanat sayılan arasında pek büyük bir fark yoktur. Denk. (19), Denk. (29) a nazaran biraz daha küçük değerler vermek eğilimindedir. Güç azlığı yönünden daha iyi durumda olan (29) hidrolik kayıplar yönünden (19) a göre daha kötü duruma düşebilir. Güç azlığının enerji ahş verişi bakımından % 30 mertebelerinde gezindiği göz önüne alınır ise Denk. (29), Denk. (19) a nazaran daha uygun değerler verebilir izlenimini bırakmaktadır. Uygun büyüklükler alındığında kanat sayısı farkının bir veya iki kanat civarında gezinmesi ise memnuniyet verici bir durumdur. Görgüsel bir bağıntı (Faust Formel) olan (19)'un bu güne kadar en uygun kanat sayısını verdiği düşünülür ise farkın bu mertebelerde gezinmesi cesaret vericidir. Denk. (19) un kim tarafından hidrolik makinalan literatürüne sokulduğu bilinmemektedir. Bununla beraber Denk. (29) a hangi kuramsal yaklaşımla varıldığı, nerelerin nasıl ihmal edildiği okuyucuya açıkça gösterilmiştir. Sonuç olarak diyebiliriz ki, her iki bağıntının haklılık derecesini uygulamalar ortaya koyacaktır. Olabilir ki belirli özgün devir sayılan alanında her iki bağıntı biribirlerme nazaran daha uygun döner çarklar verebilirler. SEMBOLLER Sembol Açıklama Boyut 0ı : Bağıl hızın alçak basınç kenarında çevresel hızla yaptığı açı (o) 02 : Bağıl hızın yüksek basınç kenannda çevresel hızla yaptığı açı (o) W : Bağıl hız (m/s) U. Çevresel hız (m/s) C. Mutlak hız (m/s) P. Basınç (N/m2) N. Newton (Kuvvet birimi) (N) f). Akışkanın yoğunluğu (Kg m2/s) m : Metre (Uzunluk birimi) (m) M : Moment (N.m) D. Momentum momenti (Kg m2/s) w. Açısal hız (l/s) Pk : Kanatlar tarafından akışkana aktarılan güç (N m/s) Yjj ; Kanat özgül enerjisi (Kanat özişi) (Joul/Kg) Yfcoo : Teorik (kuramsal) kanat özişi (Joul/Kg) p : Güç azlığı (düşükgüç) faktörü ( ) Z. Kanat sayısı ( ) S. Statik moment (m.m) r2 : Basınç kenannın dönme ekseninden uzaklığı (m) rı : Emme kenannın dönme ekseninden uzaklığı (m) Y : Düşükgüç faktörü katsayısı ( ) KAYNAKÇA 1 LEVVİNSKY, H., KESSÜTZ, P. (1959): "Krelselrad - Strömungsuntersuchungen". Diessertation Tech. Hochschule, Graz. 2 MEERWARTH, K., (1963): "VVasserkraftmaschinen", S rfnger Verlag, Berlin - Göttingen - Heidelberg 3 PFLEİDERER/PETERMANN Ç,.H,.(1972) Çev. : EDl Z/TE- KİN, (1978): "Akım Makinalan", Matbaa Teknisyenleri Kollektlf Şirketi, istanbul. 4 PFLElDERER, C. (1961): "Die Krelselpumpen filr Flüsslgkelten und Gase ', Sprlnger -Verlag, Berlin, Göttingen, Heidelberg. 5 PFUEİDERER/PETERMANN, C.H., (1972): "Strömungsmaschinen". Sprenger - Verlag, Berlin, G ttingen, Heidelberg. 6 PFUEİDERER, C., (1947): "Die VVassertürblnen", VVolfenbütteler Verlanganstalt G. m.b.h., VVolfenbiittel/Hannover. S«t*ul koruyun Sudaki kireçlenmeyi manyetik olarak önler Tesisatınızı ve cihazlarınızı korur. AR-MAY ANTlKALKER* kalıcı mıknatıslar yardımı ile suyu fiziksel olarak koşullandırır $ Tas yapan tuzların kristal yapılarını bozarak KİREÇTAŞI OLUŞUMUNU ÖNLER. " KİMYASAL MADOESİZ. ELEKTRİKSİZ ÇALIŞIR BAKIM GEREKTİRMEZ. flnrnt-v] Sokak 34 istanbul Tul \AnkaraTfl Bayilerimiz: İZMİR: AMTALKA:16525 ESK/SEH//? ADAN» SAMSUN BURSA GAZİANTEP: 23737

14 Kritik sıcaklıklar arası ısıl işlemi (KSAIİ) GİRİŞ Çeliklerin mekanik özelliklerini geliştirme arzusu yepyeni ve ümit verici bir ısıl işlem tekniğini ortaya çıkarmıştır. Halen araştırma konusu olan (1,2,3,4/7) ve kritik sıcakhklararası ısıl işlem (KSAIİ) adı verilen bu teknik, çeliğin alışılmış östenit bölgesi yerine kritik sıcaklıklar arasındaki (ACı) ve AC3) uygun bir sıcaklıkta östenitlenerek, ferrit artı östenit bölgesinden çeşitli hızlarda soğutulmasını kapsamaktadır. (Şekil 1). Met.Y. Müh. İlhan BÜKÜLMEZ* Türkiye Atom Enerjisi Kurumu Doç. Dr. Haluk ATALA ODTÜ, Metalürji Mühendisliği Bölümü aç _ı aç ı/) Aç, «(8STENİT) Son yıllarda kritik sıcaklıklar arası ısıl işlemi (KSAIİ) konusu bir çok araştırmacının büyük ilgisini çekmiş ve araştırmalar iki grup çelik üzerinde yoğunlaşmıştır. Bir yandan enerji bunalımının yaşanması diğer yandan daha ucuz ve seri üretme arzusu otomotiv endüstrisinde kullanılan çelik malzemelerin hafifletilmesini gerektirmiştir. Çift fazlı çelikler böylece ortaya çıkarak yüksek dayançlı çelikler ailesine katılmıştır. Diğer geniş uygulamalar ise makina yapı çeliklerinin gevrek kırılmasını önlemek amacıyla tokluk özelliklerinin geliştirilmesi alanında olmuştur. KSAIİ konusundaki çalışmalar henüz istenilen düzeyde yaygınlaşmamasına rağmen bazı metalurjik uygulamalarda mekanik özelliklerin geliştirilmesi doğrultusunda çalışmalar yapılmaktadır. Bu makalede kısaca KSAIÎ teorisine ve pratik uygulamalara değinilmiştir. Elde edilen sonuçlar bu yeni ısıl işlemin geleceği açısından genellikle ümit vericidir. in recent years intercritical heat treatment (IHT) of steels attracted the attention of investigators and studies are concentrated on two steel groups. Energy crisis and ambition for the steels used in automotive industry. Dual phase steels appeared in this search for economy andjoined the family ofhigh strength steels. The other group of studies were made to improve the thoughness of structural steels in order to reduce brittle fracture. Although the studies about IHT are not adequately widened yet, there are studies on some of the metallurgical applications ıvhere the chief aim is to improve the mechanical properties. in this paper main theoretical and practical aspects of IHT is briefly mentioned. The consequences of the investigations are generally promising for the future of this new heat treatment KARBON, YÜZDE AĞIRLIK Şekil l Demir - SemenÜt Denge Diyagramı Leger'in de (15) belirttiği gibi, ötektoidaltı çelik çift fazlı bölgeye (<* + ) ısıtıldığında ince ve dağınık ferritöstenit yığınları halinde bir içyapı oluşur ve ardından su verilmesiyle ferrit ve martensit fazlan elde edilir. Bu işleme de kritik sıcakhklar arası östenitleme ve su verme denir (6,7). Kritik sıcakhklar arası bölgedeki kısmi östenitlemeyi takip eden eşısıl dönüştürmeye veya yavaş soğutmaya da kritik sıcakhklar arası tavlama (KSAT) adı verilir (8,9). KRİTİK SICAKLIKLAR ARASI ISITIM KSA bölgede östenit oluşumu çift fazlı çeliklere ilginin artmasıyla buyük ilgi toplamıştır. Çeşitli araştırmacılar (10,11) bu tepkimenin oldukça karmaşık olduğunu vurgulayarak başlangıç içyapılannın tepkimenin gelişimini etkilediğini ortaya koymuşlardır. Japon araştırmacılar (12), başlangıç yapısı iğnemsi olduğunda östenitin martensitten kaynaklanan bu iğnemsi yapıyı koruduğunu ve yavaş ısıtma hızlarında iğne sınırlarının karbür çökeltileriyle dekore edildiğini göstermişlerdir. Teplukhin'e (13) göre "yapı çeliği 25" için kritik sıcakhklar arası bölgede ferrit oluşumu normal yayınım işlemi olup, işlem hızına göre iki aşamada olur (Şekil 2). Birincisinde * Yazar sağladığı olanaklardan dolayı Türkiye Atom Enerjisi Kurumuna teşekkür eder. 10 MÜHENDiS VE MAKlNA DERGiSi CiLT : 27 SAYI 315 NiSAN 1986

15 KSAT öncesindeki başlaftgıç ieyanıhnmn mekanik özelliklere olan etkisini çeşitli ısıl işlem yöntemleriyle araştırmışlardır (Şekil. 3). Aralıklı su vermede, östenit önceki martensit. SICAKLIK a) Ara Su verme bjkritik Sıcak c)kademeli Arası Tavlama Su verme Şekil 2 KSA Bölgeden Östenit Dönüşümü I- Karbonca zengin östenit H- Karbonca fakir östenit, III- Ferrit (13) Birincin yoğun bir ferrit fazı oluşumu ve önceki östenit tane sınırlarında büyüme söz konusudur, ikincisinde ise büyüme hızı oldukça düşer ve ferrit-östenit anın tane içine ilerledikçe östenitteki karbon yöne göre dağılım gösterir. Tanenin merkezi karbon bakımından çok zengindir, ilk aşamadaki yoğun ferrit oluşumu karbonu azalmış dar bir östenit bölgesi bırakır (Şekil 2b). Bu bölgeden karbon atomu çekilmesi östenit-ferrit dönüşümüne kadar sürer ve ferrit taneleri oluşur, ikincisi aşamada karbon atomu çekilmesi önemsizdir ve östenit -ferrit dönüşümü durur. Bu yüzden oldukça ince, karbonca fakir bir bölge kalır (Şekil 2c). Sonra denge sağlanır ve düşük karbonlu östenit bölgesi yokolur. KRiTiK SICAKLIKLAR ARASI SOĞUTMA KSA bölgede oluşan ferrit düşük sıcaklıklarda da kararlı olduğundan ferritin dönüşmesi söz konusu değildir, östenitin dönüşmesi ise büyük oranda sıcaklık ve soğutma hızına bağlıdır. Burada yavaş soğutma hızlarında östenitin yeni ferrite dönüşmesine değinilmiştir. Matlocok ve diğerleri (14) çift fazlı çeliklerde KSAT'sonrası östenitin "eski" ferritle aynı yönde, "yeni" ferrite dönüştüğünü ve bu "yeni" ferritin eskisinden farklı olarak çökelmeler ise çok ince karbürlerin faz içinde yayınmasıyla oluşmaktadır. Bu özellikle güçlü karbür yapıcı elementleri (Cr, Mo, V,Ti, Nb, W gibi) içeren çeliklerde görülmektedir (15). Yi ve Kim (16) de çift fazlı çeliklerde KSAT sonrası oluşan "yeni" ferritin, yapıda "artık östenit" bulunması halinde "eski" ferritten daha sert olduğunu bulmuş, bunun da soğuma esnasında karbon atomunun östenitte sıkışıp kalmasına bağlamışlardır. A 3 <x+y A--A- ZAMAN f Şekil 3- Çeşitli KSAH yöntemleri (18). önceki martensit sınırlarında çekirdeklendiğinden içyapı iğnemsi martensit ve ferrit olur. KSAT'da ise önceki perlitferrit yapısı ince martensit ve ferrite dönüşür. Bu iki yapı da sünek kırılma ve yüksek uzama (%), fakat düşük akma dayana göstermişlerdir. Kademeli suvermede ise ferrit önceki östenit tane sınırlarında çekirdeklenir ve son yapı kaba martensitin ferritle çevrilmiş halini alır. Bu içyapının diğerlerinden daha yüksek akma dayancı olmasına rağmen düşük uzama (%) ve gevrek kırılma belirtileri göstermiştir. Böylece, KSAIl öncesinde yapılan ısıl işlemler oluşturdukları içyapılar açısından büyük önem kazanmıştır. Teplükhin (13) "yapı çeliği "5" için yaptığı araştırmada KSAIl öncesi yapılan östenitlemede, östenitleme sıcaklığı ve süresinin KSAIl sonrası oluşan ferrit miktarlarına olan etkisini araştırmış ve östentleme sıcaklığı ve zamanının arttıkça ferrit oranının düştüğünü gözlemiştir. Aslında, KSAIl'in başarısı Wade ve Hağel'in (19) de değindiği gibi optimum KSAIl sıcaklığı seçimine ve kontrolüne bağlıdır. Genellikle kritik sıcaklıklar arası ferrit artı östenit bölgesi çok dar (bileşime göre C sıcaklıkları arasında olmasına rağmen, hem yeterli ferrit miktarına (yaklaşık yüzde on) hem de yeterli sertlik değerine (4045 HRC) ulaşabilmek için KSAfl sıcaklığı olarak 810 C seçilmiştir. Genellikle KSA sıcaklık arttıkça ferrit miktarı düşmekte ve suverme sertliği yükselmektedir (Şekil 4). KRiTiK SICAKLAR ARASI ISIL İŞLEMDE ÖNEMÜ UNSURLAR Marchenko (7) makina yapı çeliklerine AC3 sıcaklığının 5-10 C altından su verdiğinde bu çeliklerin tokluğunun arttığını gözlemiştir. Sazonov'dan (1) bu yana yapılan çalışmalar (4,7,17) Cr,Si, Ni, Mn, Mo alaşımlı yapı çeliklerinin KSAIl ile su verildiğinde bu çeliklerin tokluk ve sünekliğinin arttığını buna karşın sertlik ve çekme dayananın düştüğünü göstermiştir. Polyakova ve Sadovski (4) ise yapı çeliklerinin KSAfl öncesi içyapüannın tabaka («+ P) veya ayrık (divorced) sementit olması halinde tokluklarının düştüğünü fakat iğnesi başlangıç yapısının tokluğu artırdığını bulmuşlardır. Nitekim, çift fazlı Fe- 2Sİ-0. IC çeliği için Kim ve Thomas MÜHENDiS VE MAKlNA DERGiSi CiLT : 27 SAYI 315 NiSAN 1986 Şekil 4 «otbo' ' ' 'eso ' ' 'm ' ' '750' ' ' 'goo' ' ' '»50 ' ' '900' ' ' '950' ' SICAKLIK ( C ) 32CrMoV 1210 çeliği için yağda su verme sıcaklıklarının sertlikle değişimi (20) 11

16 Vasileva ve diğerleri (24) makina yapı çeliklerinde KSAIÎ sonrası özelliklere başlangıç içyapısının ve ısıtma hızının etkisini araştırmışlar ve KSA bölgeye ısıtma hızı arttırıldıkça sertlik ve dayanç özeşliklerinin arttığını fakat tokluk değerlerinin düştüğünü gözlemişlerdir. Bunu da yuksek ısıtma hızlarının çeliğin kritik sıcaklıklarını yükseltmesine ve ferrit miktarını düşürmesine bağlamışlardır. KSAIİ VE METALURJlK UYGULAMALAR Çift Fazlı Çelikler ve KSAÜ KSAIl, özellikle otomotiv endüstrisinde kullanılan çift fazlı (Dual Phase) çelikler denilen; düşük karbonlu (< % 0. 2), az alaşımlı, tipik Mn ve Si temelli ferritli bir anayapı ve % 20 civarında martensit adacıkları içeren çeliklerin oluşturulmasında başlıca üretim yöntemi olmuştur (25). Çift fazlı çelikler iki ayn yöntemle üretilebilir. Birincisi sıcak saç haddeleme esnasında KSAT uygulanır ve aniden soğutulur. KSAT östenit adacıkları oluşmasına yol açar ve bunlar daha sonra ani soğutmayla martensit veya düşük sıcaklık ürünlerine (Beynit vs.) dönüşür, ikincisinde çift fazlı içyapı sıcak saç haddeleme işlemi yapılırken oluşturulur. Bu durumda çeliğin sertleşebilirliği ve soğutma hızı ayarlanarak ferritin sıcak saç haddeleme ve sarmada oluşması; martensitin de sarma işleminde oluşması sağlanır. Çift fazlı çelikler, sürekli akma, düşük akma gerilimi ( MN/mm2) hızlı işlem sertleşmesi oranıyla, yüksek uzama (~ % 30) özelliklerinin verdiği üstün şekillendirilebilme yeteneğine sahiptir, îşlem sertleşmesi sonucunda akma gerilimi YUksek Dayançlı Az Alaşımlı (HSLA) çeliklerinki kadar yüksektir. Bu da aynı çekme dayancında çift fazlı çeliklerin ticari yüksek dayançlı az alaşımlı çeliklerden şekilendirebilme açısından çok üstün olduğunu göstermektedir. (26). Tokluk ve Meneviş Gevrekliğine KSAÜ'in Etkileri: KSAIl'in diğer bir geniş uyguluması da, çeliklerin tokluğunun artırılması ve meneviş gevrekliğinin önlenmesi amaçlanarak basınç kabı çeliklerinde (Mn-Mo-V ve Mn-Ni- Mo- Nb) (2,3); bazı makina yapı çeliklerinde (1,4,7,24) olmuştur. Araştırmacıların KSAIl'in çeliklerin meneviş gevrekliğine ve tokluğuna olan katkıları konusundaki ortak bulguları şunlardır: KSAIl; a) Çeliğin tavan enerjisini ve darbe enerjisini artırır, b) Gevrekliğe yatkınlığı azaltır, c) Yüzde elli kırılma görünümlü geçiş sıcaklığını düşürür, d) Tanelerarası kırılmaları azaltır, e) Sünek-gevrek geçiş sıcaklığındaki artmayı önler. N. Pehlivantürk (20), 32 Cr MoV1210 çeliği üzerinde yaptığı çalışmada yukarıda değinilen olumlu bulgulara benzer sonuçlara rastlamıştır. Ticari ısıl işlem (TIl) görmüş "CrMoV" çeliği, KSAfl görmüş aynı çelikle tokluk açısından karşılaştırılarak meneviş gevrekliğine olan yatkınlıkları araştırılmış ve KSAIl'in 32CrMoV1210 çeliğinin meneviş gevrekliğine olan duyarlığını azalttığı bulunmuştur. KSAIl için gevrekleştirilmiş ve gevrekleşmemiş durumda çentik tokluğu açısından çok büyük bir fark yoktur (Şekil. 5). Ayrıca şekilde de görüldüğü gibi gevrekleştiril- 50 ı/} > er Lü u 30 o. cc 20 o- 10 O A GEVREKLEŞMEMİŞ A GEVREKLEŞTİRİLMİŞ KSAIl SICAKLIK ( C) Şekil 5 KSAIl ve TIl görmüş çeliklerin gevrekleşmemiş ve gevrekleştirilmiş durumlardaki çentik toklukları (20) mis durumdaki KSAIl görmüş çeliğin tokluğu, gevrekleşmemiş TIl görmüş çeliğin tokluğundan çok fazladır. Kırılma yüzeylerinin incelenmesinden de KSAfl görmüş çelik, taneler boyunca kırılmayı oda sıcaklığında ve-50 C'de hatta kesintili soğutulmuş durumda da göstermiş buna karşın TIl görmüş çelik tanelerarası kırılma göstermiştir. Aslında KSAIl'in meneviş gevrekliğini azaltmadaki detaylı mekanizması tam olarak henüz bilinmemekle beraber Wade ve Doane'nin (27) belirttiği üç önemli nokta şunlardır: a) içyapı ve özellikle östenit taneleri KSAIl sonunda inceleşmektedir. üçışık (28) ve diğerleri bu oluşumun başlıca nedeninin ince ferrit taneleri olduğunu öne sürmektedirler, b) Gevrekleşmeye yol açan safsızlıkların çoğu (P,Sn, Sb gibi) ferriti kararlı kıldıklarından ferrit fazında yoğunlaşmakta ve önceki östenit tane sınırlarındaki safsızlık dağılımı bu yüzden azalmaktadır, c) Karbür taneleri KSAIl sonucunda daha iridir. Alaşım karbürlerinin KSA bölgede çökelmeye başlaması ve daha sonraki menevişlemede gereken çekirdiklenmeye yardıma olması meneviş gevrekliğini azaltmaktadır. 12 MÜHENDiS VE MAKİNA DERGiSi CiLT : 27 SAYI 315 NiSAN 1986

17 MÜHENDiS VE MAKlNA DERGiSi CiLT -.27 SAYI 315 NiSAN KSAIİ'nin Kaynak İçyapı özelliklerine Etkisi: Kirichenko ve diğerlerinin (29) belirttiğine göre kaynak yapılmış boru çeliklerine KSA bölgeden su verilmesi ana metalin dayanç ve tokluk özelliklerini artırmakta ve belirli bir slineklik kazandırmaktadır. Ark kaynağı yapılmış çelik boruda iki değişik içyapı bölgesi vardır. Birincisi, haddeleme sonucu yönlendirilmiş tanelerden oluşan ana metal; ikincisi kaynak dikişinin olduğu yerdeki döküm yapısı ve kaynak nedeniyle ısıdan etkilenen içyapıdan oluşan kaynak bölgelerdir. Gevrek kırılmaya karşı direnç, içyapmın duyarlılığını en iyi ölçme bakımından çatlak ilerlemesi için yapılan iş ve çatlak ilerleme oranıyla belirlenmiş ve ana metalin KSAfl sonrası suverme ile gevrek kırılma direnci artmasına karşın; kaynak sonrasındaki yapısal değişme ortadan tamamen kaldırılamadığından kaynak bölgesinin bu işlemle gevrek kırılma direnci artmamak tadır. Townson ve J ar m an (30) ise 220 M07 çeliği için kaynaklarda ısıdan etkilenen bölgenin tokluğunu, KSAIÎ uygulayarak ve çeşitli ortamlarda su vererek araştırmışlardır. KSA bölgeden hızlı soğutmanın 220 M07 çeliği için oldukça önemli tokluk düşüşlerine neden olduğu görülmüş (Şekil. 6.) ve bu sonuç yeniden kiristalleşen ferrit tane Postovaıov ve Kıleeva (91) KSAIl in sertlik ve dayancı düşürmesini azaltmak için önce AC3 üzerinde östenitlenip su verdikleri yapı çeliğini KSAIİ'e tabi tutup suvermişler ve oluşan iğnemsi ferrit çökeltileri ile martensitli içyapıyı menevişleyip yorulma dayançlarını incelemişlerdir. Tablo l Yorulma deney sonuçlan (31) ISIL İŞLEM Ticari 880 C yağda 650 C meneviş Ticari 880 C yağda > KSAII (750 C) «Menevis(590 C) MPa Numune Düzgün er Ç en t i ki i Gerilim Yoğunluğu Duyarlılık Katsayısı (a) Tablo l.'den de anlaşılacağı gibi KSA bölgeden su verilen çeliğin TIİ görmüş çelikle karşılaştırıldığında düşük yorulma dayanca ve yüksek gerilim yoğunluğu duyarlılık katsayısı olduğu görülmüştür. Bu düşük yorulma dayancı, ince iğnemsi ferrit bölgelerinin daha çabuk yorulma çatlağı oluşturmaları nedenine dayanmaktadır, ikili bireşik ıçyapının daha düşük yorulma direnci göstermesi ferrit bölgelerinin birer çentik etkisi yaratmalarındandır. KSA Bölgede Isısal Mekaniksel İşlemlerle Deformasyon Şekil SICAKLIK, C Su verme ortamı ve östenitleme sıcaklığının kaynak tokluğuna (CVN) etkisi (30) sınırlarında oluşan martensitin düşük sıcaklıklardaki çatlak başlatıcı işlevine bağlanmıştır. Bu sonuç, düşük karbonlu çeliklerin ark füzyon kaynağı sonrası kısmen dönüşmüş, ısıdan etkilenen bölge içyapılarının mekanik özellikleri açısından çok önemlidir. Kısacası şu ana kadar yapılan çalışmalarda KSAIİ'in kaynak içyapılanna ana metal dışında olumlu bir katkısı olmamıştır. Çünkü zaten kaynak içyapılannda ferrit fazı eskiden beri tokluğu düşürdüğünden istenmemektedir. KSAIt'in Yorulma özelliklerine Etkisi KSAIl genelde yapı çeliklerinin dayanç seviyesini ve sertliğini, özellikle de akma dayancını düşürür. Bu yüzde de kalıcı ferrit miktarının optimize edilerek yüksek KSA sıcaklık seçilmesi östenitin dönüşümü sonucu yüksek dayanç elde edilebilmesi bakımından gereklidir (13). Isısal mekaniksel işlemlerle yapı çeliklerinin KSA bölgede deformasyonunun bu çeliklerin tokluk, dayanç, süneklik ve işlem sertleşmesi özelliklerini geliştirdiğini araştırmacılar (32-33) ortaya koymuşlardır. Bernstein ve arkadaşlarının (32) yapı çelikleri için uyguladığı ısısal mekaniksel işlemler Şekil. 7. de gösterilmiştir. Bu işlem- ISITMA A SICAKLIĞI 3 ~ OGO ]" s /Oüü î Ac ı y 1 ot \ \Havo ' Sü» k SOĞUTMAİ SICAKLI5I \ Ar j \ - \PQQi «t 3 üüü K uı \ \ \\ Ar, \ N; \ \ \ Havo 1 S " v. Şekil 7 KSA bölgede ısısal -mekaniksel işlemler 32) lerden sonra yapılan mekanik deneylerden şu sonuçlara varmışlardır. KSAIl ile suverme ve menevişlemeden sonra düşük alaşımlı yapı çeliklerinde genelde yüksek darbe dayancı ve süneklik fakat düşük çekme dayancı elde edilmesine karşın, KSA'da def ormasyondan sonra su verilmiş az alaşımlı V içeren çeliklerin çekme dayancı oldukça artmaktadır. Bu yüksek çekme dayancı bu çeliklerin basma gerilimlerine maruz kalan malzemelerde kullanma şansını artırmaktadır. Bu işlemleri görmüş çeliklerin darbe eğme deney sonuçlarına göre bu çeliklerin darbe dayancı ticari ısıl işlem görenlerin darbe dayançlarının yaklaşık

18 iki katıdır. Mikroskopik gözlemler sonucu haddelenmiş ve suverilmiş yapıda beyni t ve ferrit bulunmuş ve menevişle mey le beynit çözündürülerek sementit ve vanadyum karbürlerin çökelmesi sağlanmıştır. Bu içyapı çeliğin sıfıralti gevrek kınlma direncini oldukça artırmaktadır. Ayrıca, menevişleme sırasında ferrit de poligonizasyona uğrayarak bu dirence katkıda bulunmaktadır. KSA'da ısısal -mekaniksel işlemlerle deformasyondan sonra soğutma hızının etkisi de bir başka araştırmada incelenmiş (33) ve az alaşımlı yapı çeliğinin havada soğutulması halinde sünekliğinin suda suvermeden daha yüksek olduğu bulunmuştur. Bu da ferritin yeniden kristalleşmesini tamamlamasına ve bazı perlitik dönüşmelere dayandırılmıştır. Böylece KSA bölgede plastik deformasyon sonrası uygun soğuma hızı seçilerek, yemden kristalleşme işlemi kontrol edilmiş ve başka metodlarla ulaşılamayan dayanç ve süneklik özellikleri oluşturulmuştur. KSAlt'in Tavlama Süresine ve tşlenebilirliğine Olan Etkileri Eldis (8) yüksek su alma yeteneğine sahip sementasyon çeliklerinde (EX55) KSAT'nın yumuşak tavlama süresini yüzde elli ile yüzde seksen oranında düşürdüğünü bulmuştur. Ticari yumuşak tavlama için süre EX32 için altı saat iken KSAT ile üç saate, EX55 içinse kırk saatten, sekiz saate inmiştir. Bu da KSAT'nın alışılagelmiş yumuşak tavlama işleminden daha ekonomik olduğunu vurgulamaktadır. Genelde işlenebilirlik için gerekli olan BHN sertliği ferrit arta perlitik bir yapıyla sağlanmaktayken bu olaydaki dönüşüm kinetiğinin yavaşlığı yüzünden KSAT bir çözüm olarak bulunmuştur. Ayrıca Şekil 8'den bu sementasyon çeliklerinin içyapısı daha inceleşmiş buna karşılık tipik tabaka karbür görüntüsü yerini küresel karbürlere terketmiştir. Böylece elde edilen içyapı takım aşınmasını azaltacak, işlenebilirliği artıracak ve yüzey kalitesini iyileştirecek bir ince içyapının faydaları olarak kullanılacaktır. KSAlt'in Çeliklerin Sertleşebilirlik Davranışına Etkileri: 32CrMoV1210 çeliği için yapılan araştırmada (22) ticari ısıl işlem ve kritik sıcaklıklar arası ısıl işlemin bu çeliğin sertleşebilirlik davranışına olan etkileri incelenmiştir. Sertleşebilirliği göreceli olarak karşılaştırabilmek için sanayide en yaygın olarak kullanılan Jominy deneyi uygulanmıştır. Jominy deneyleri öncesi Şekil. 9'da gösterilen T T 980 C t T 9M C (10 C Şekil 9 tsoat /Normal iz<b< Ticori Isıl Işlrm 30 d ok. itaat Kritik Sıcaklar Arosı l»ıl Işltmi 3a da k. 32 OMOV1210 çeliğine uygulanan temel iki ısıl işlem (22).80 Ticari Tavlama KSA Tavlama ısıl işlemler uygulanmış ve bu deneylerin sonrasında sertlik ölçümleri çizilerek iki ayrı sertleşebilirlik kuşağı oluşturulmuştur. (Şekil 10.). Ticari Isıl işlem (TU) kuşağı S CrMoV 1210 (UŞAKLAR Ölt Kupk fticori I.t) Alt Ku ok ( K.S.A.I.1) ffiufim Smriarı >C femn Si MCr %Mo KV L S D.«M O.ÎT6 im t 3.0) Normali» Sıcak. "C 13«DL Ü.9,22 1X291 9tO 'C »a 'c l-'-r 980 *C «10»C ASTM «n BÜf.,-H U-15 c 20 o o, B" :80 //./ f /{ / /////// TİCARÎ ISIL İŞLEM KUŞAĞI ' ZAMAN (saniye) Şekil 8 EX55 sementasyon çeliğinin 720 C'de KSAT'dan sonra eşısıl-dönüşüm diyagramı (8). de görüldüğü gibi KSAT'dan sonra dönüşüm bitiş eğrisi daha kısa zamanlara kaymış ve burun kısmındaki kesiklik giderilerek genişlemiştir. Bu da KSA'da sıcaklık kontrolünün çok daha rahatlamasına yol açmıştır. KSAT sonrası "M \ i t A fe ti t 4 İ A Ü İt A *, Ji i it it it fe A is Jt A j; J. j. Jt Şekil 10 SU VERME UCUNDAN UZAKLIK-1/16 İNÇ TIl ve KSAfl sonrası 32 CrMOV 1210 çehğine ait sertleşebilirlik kuşaklan (22) su verilen uçtaki sertliği koruyarak oldukça düz bir görünüm göstermiş ancak sıcak uca doğru yaklaşıldığında sertlikte düşmelere rastlanmıştır. Optik, tarama ve transmisyon elektron mikroskoptan incelemelerinde su verilen uçta tamamen martensit, sıcak uca doğru ise bazı 14 MÜHENDiS VE MAKlNA DERGiSi CİLT :27 SAYI 315 NiSAN 1986

19 MÜHENDiS VE MAKlNA DERGiSi CİLT : 27 SAYI 315 NiSAN beynit yapılan saptanmıştır. Bunlardan da Tll için kullanılan 980 C sıcaklığının bileşimdeki alaşımları çözündürerek çeliğin su alma yeteneğini artırdığı anlaşılmıştır. KSAIt kuşağında ise başlangıçta su verilen uçtaki sertlik belli bir yere kadar (yaklaşık su verilen uçtan 2,5cm) düşmüş daha sonra ise düz gitmiştir. Tll kuşağıyla karşılaştırıldığında hem su verme sertliğinde hem de sertle şebilirlikte bir düşüş saptanmıştır. Bu da KSAIt için kullanılan 810 C sıcaklığında karbon ve alaşım elemanlarının östenit fazında çözeltiye yeterli oranda girememesi ve ferrit fazının bu sıcaklıkta kararlı olmasındandır. Aslında 32CrMoV1210 çeliğinin sertleşebilirlik özelliği pek değişmemiş ancak KSAIl östenitin su alma yeteneğini düşürmüştür. Bunun başlıca nedenleri KSAIİ'in östenit tane büyüklüğünü (ASTM 11 den ASTM 15'e) inceleştirmesi ve alaşım karbürlerini östenitte çözündürememesidir (22). Vınokur ve diğerleri (34) sementasyon çeliklerinin KSA bölgede kısmi östenitleme sonrası sertleşebilirliklerini incelemiş ve 32CrMoV1210 çeliğindeki benzer sonuçlan bulmuşlardır. Farklı olarak bu çalışmada, alından suverme deneyimlerine ek olarak basamaklı silindirlere kütlesel olarak suverilmiş ve sertlik dağılımları çeşitli çaplar için oluşturularak Tll ile KSAIl sonuçlan irdelenmiştir. Böylece kritik sıcaklıklar arası ısıl işlemin, Ticari ısıl işlemle karşılaştırıldığında çeliklerin sertleşebilirliklerini kısmi östenitlemeden kaynaklanan ferritler nedeniyle düşürdüğünü söyleyebiliriz. SONUÇ KSAIl uzun sürelerden beri bilinmekle beraber, ferrit artı östenit bölgesinden su vermenin sertlikte düşüşlere neden olması dolayısıyla kullanılmamaktaydı. Fakat ikili yapıların çok üstün mekanik davranışlar gösterdiklerinin anlaşılması üzerine KSAIl araştırmacılar tarafından gündeme getirilmiştir, özellikle otomotiv endüstrisinde üretilen araçların hafifletilmesi zorunluluğu malzeme alanında yeni yaklaşımların doğmasına yol açmıştır. Nitekim bu yeni ısıl işlem tekniği ferrit artı yüzde yirmi martensit içyapısından oluşan çift fazlı çeliklerin bu sanayide kullanılan yüksek dayançlı az alaşımlı ve mikro alaşımlı çeliklerle yer değiştirmesine yol açmıştır. Bu da çift fazlı çeliklerin yüksek süneklik ve yüksek dayanç özelliklerini birarada bulundurmasındandır. Diğer yandan KSAIl çeliklerin gevrek kırılma dirençlerini artırmada büyük başarılar kazanmıştır. Makina yapı çeliklerinde rastlanan meneviş gevrekliği problemi de KSAIl sayesinde azaltılmış bunun yanısıra çentik tokluğuna olumlu katkılarda bulunulmuştur. Bunun başlıca nedenleri olarak KSAIl sonrasında östenit ve ferrite tanelerinin inceleşmesi, safsızhk dağılımının tane sınırlarından uzaklaşması ve alaşım karbürlerin çökelmesidir. Kaynak yapılmış çeliklerde ise KSAIt ana metalin dayanç ve tokluğunu artırmasına karşın kaynak sonrasındaki yapısal değişme yok edilemediğinden kaynak ve ısıdan etkilenen bölge içyapılanna olumlu katkıda bulunmamıştır. KSAIl'in uygulandığı bazı çeliklerde düşük yorulma dayançlan elde edilmiş, bu da ikili yapının daha çabuk yorulma çatlağı oluşturmasına bağlanmıştır. Isısal-mekanıksel işlemler ile KSAIl, bu işlemleri gören çeliklerin basma gerilimli ve darbeli yerlerde kullanılma şansını artırmıştır. KSAT ise ticari tavlamada zaman yitirilmesini önlemiş, yüzey kalitesi ve işlenebiliri!ği artıran bir içyapı oluşturmuştur. Sertleşebilirlik açısından yapılan çalışmalar KSAIl' in östenitin sualma yeteneğini azalttığını ortaya koymuştur. Yukarıda değinilen çalışmalar henüz istenilen düzeyde yaygınlaşmamasına karşın bu yeni ısıl işlem tekniği hakkında genel bilgi vermektedir, istenilen özelliklere göre çelik seçiminin bilgisayarlarla yapıldığı günümüzde; malzeme alanında yapılan teknolojik değişimleri sürekli izleyerek kendi koşullarımızda değerlendirmeliyiz. KAYNAKÇA 1. Sazanov, B.G., Metalloved. Term. Obrab. Met., 1957, No. 4 s Roux, J.H., Mem. Sci. Rev. Met. 1960, Vol. 57, s Born, K ve Haarman, K. Arch. Eisenhuettenw., 1969, Vol. 40 s Polyakova, A.M., ve Sadovski, V.d., Met. Sci. Heat Treat., 1970, Jan. Feb. S Leger, J., Maynier, ph., Toitot, M., Bastien, Mem. Sci. Rev. Met. Sci. Rev. Met. 1971, Vol. 68, s Souza, M.M.: Gulmaraes, J.R.C., Chawla, K.K., Metali. Trans. Vol. 13A, Apr. 1982, s Marchenko, V.G., Met, Sel. Heat. Treat., 1975, s Eldls, G.D., J. of Metals., March 1978, s Spelch, G.R., Demarest, V.A., Miller, R.L., Metali. Trans. Vol. 12A, Aug. 1981, s Garda, C.l., ve De Ardo, A_J., TMS- AIME, N.Y. 1979, s ll.lavvson, R.D., Matlock, B.k., Krauss, G.. Metallography, 1980, Vol. 13, Kinoshita, S. ve Veda, R., Trans. I.S.IJpn., 1974, Vol. 14, IS.Teplukhin, G.N. Met, Sel Heat Treat., 24(1-2), 1982, s Matlock, D,K., Krauss, G. Ramos, L., Huppl, G.. AIME, Feb IS.Honeycombe, R.VV.K., Met. Trans. Vol. 7A, July 1979, s Yi J J. ve Kim I.S., Scripta Metallurglca, Vol. 17, 1983, s W. Leslie et. al., Trans. Met. Soc., AIME, 218, No. 4, Kim, N.J. ve Thomas, G., Met. Tarns. Vol. 2A, March 1981, s Wada, T. ve Hağel, W.C., Met, Trans. Vol. 7A, Sept. 1976, s PehlivantUrk, N.Y., ODTÜ Yüksek Usans Tezi, Haziran Bükülmez, i., ve Ata la, H., Isıl işlem Sempozyumu SEGEM, Kasım Bükülmez, I., ODTÜ Yüksek Lisans Tezi, Aralık Vasllava, A.G., Gulyaeva, T.V., Sazonov, V.6. Met. Ccl. Heat. Treat., 1981, Rashld, M.D., SAE Paper , Int. Automotive Eng. Congress and Exposition, Detrolt, Mlchlgan, March Structure and Pr öper t leş of Dual Phase Steels, Kot, R.A. ve Morris, J.W. edrs, AIME, N.Y Wada, T., ve Doone, D.V., Met. Trans. Vol 5. Jan. 1974, s üçışık, A.H., Mc Mahon, C.J., ve Feng, H.C., Met. Trans. Vol 9A, March 1978 s Klrichenko, V.V., Burnyashev, I.I., Chelyshev, Y.V., Met. Sel. Heat Treat., 19 (1-2), 1977, s Townson, D., ve Jorman, R.A., Metallurgla, Nov. 1973, s Po5tovalov, V.P., ve Klleeva, IA., Met. Sel. Heat. Treat. 24 (1-2), 1982, Bernstein, M.U., Odesskil, P.D., ve Korneeva G.B., Steel in the USSR, Nov. 1972, Bernsteln, L.I., Siper, A.S., ve Tokerova, T.S., Met. Sc!. Heat. Treat., 24 (1-2) 1982, Vlnokur, B.B., Kondratyuk, S.E., Galduchenko, G.K., ve Valnerman V.B., Met, Sel. Heat Treatment USSR Jan-Feb. 1982, 24, s.ll.

20 DÖRT YOLLU VANALARIN YARARLARI Dört yollu vanalar NuralTUNÇER Mak. Y. Müh. - Dört yollu vana kullanılan ısıtma sistemlerinde kazan sıcaklığı sabit tutulur, tesisatın ısı ayan dört yollu vana'nın açılıp, kapatılması ile yapılır. Kazanın sabit sıcaklıkta çalışması, yanmayı mükemmelleştirir ve kazanın verimini artırır. - Kazana dönüş suyunun sıcaklığını 50 C nin altına düşürmez, kazanı alçak sıcaklık korozyonundan korur. - Binaların kuzey - güney cephelerinde dengeli ısınma sağlar. - Merkezi ısıtmalı, birden fazla bloktan oluşan sitelerde, her binanın dengeli ve düzenli ısınmasını sağlar. - Boylerden her mevsimde sabit sıcaklıkta su alınır. - Radyatörlerde toz yanmasını önler. - Borulardaki ısı kaybını azaltır. - Tesisatın sıcaklık ayan için en basit ve mükemmel bir çözümdür. - Bütün bunlann sonucunda yakıt tüketiminde önemli ölçüde ekonomi sağlar. Bunların nasıl sağlandığı, dört yollu vana'lann çalışma şekli açıklandıktan sonra anlatılacaktır. Dört yollu vanalar yarım yüzyıldan beri teknolojik olarak gelişmiş ülkelerde kullanılmakta, ülkemizde de 1970 yılından bu yana yapılmakta ve kullanılmaktadır. Bu elemanların ısı tesisatlarında kullanılması pekçok sorunu ortadan kaldırmış ve ekonomik bir çalışma sağlanmıştır. Bu yazıda dört ve üç yollu vanaların çalışma şekli ve kullanımlarında sağlanacak yararlardan sözedilecektir. DÖRT YOLLU VANALARIN ÇALIŞMA ŞEKÜ Kazandan gelen sıcak su ile radyatörlerden dönen soğumuş su, dört yollu vana da karışır. (Şekil 1). Bu kan- Four-ported valves are used for approximately 50 years in technologically developed countries, and are manifactured and used in Turkey since Use of these elements in heating systems eliminates many problems and provides considerable savings. Operational principles and advantages from use of four and tripleported valves ıvill be discussed in this text. GİRİŞ Yanm yüzyıla yakın bir zamandan beri teknolojik olarak ileri ülkelerde DÖRT YOLLU VANA'lar imal edilmektedir, ülkemizde de 1970 yılından beri yerli olarak imal edilen vanalar tesisatlarımızda kullanılmaktadır. Isıtma sistemleri için bu çok yararlı eleman, başlangıçta tesisat tatbikatçıları tarafından ek bir külfet gibi karşılanmış, ancak kullandıkça tesisatlanndaki pek çok sorunun kalktığını, ısıtma devrelerinin dengeli çalıştığını, önemli ölçüde ısı ekonomisi sağlandığını görmüşlerdir. Bu yazımızda dünyada ve yurdumuzda kullanımı günden güne artan ve tesisatlarda önemli bir işlevi yerine getiren DÖRT ve ÜÇ YOLLU VANA'larm yararlarını, çalışma ve tesisata bağlantı şekillerini, seçimlerini açıklayacağız. 16 Şekil l şım suyunun bir kısmı radyatörlere gider, diğer kısmı da kazana geri döner. Dört yollu vananın kolunu çeşitli konumlara getirerek, kazan suyu ile tesisat dönüş suyu değişik oranlarda karıştırılır ve radyatörlere istenen uygun sıcaklıktaki su gönderilir. Dış hava sıcaklıklarındaki değişikliklere uygun olarak, hava sıcaklığı düştüğünde, vana biraz açılarak radyatörlere daha sıcak sı (örneğin 65 C) hava sıcaklığı yükselmeğe başladığında ise, vana biraz kapatılarak daha soğuk su (örneğin 40 C) gönderilir. Radyatörlere gelen su sıcaklığını, dış havaya göre dört MÜHENDiS VE M AKl N A DERGiSi CiLT : 27 SAYI 315 NiSAN 1986