YĠZSĠZ SETSĠZ AV VE SPOR TÜFEKLERĠNDE KALĠTEYĠ ARTIRMAK AMACIYLA KRĠTĠK PARÇALARDA ĠYĠLEġTĠRME ÇALIġMALARI

Transkript

1 T.C. PAMUKKALE ÜNĠVERSĠTESĠ FEN BĠLĠMLERĠ ENSTĠTÜSÜ YĠZSĠZ SETSĠZ AV VE SPOR TÜFEKLERĠNDE KALĠTEYĠ ARTIRMAK AMACIYLA KRĠTĠK PARÇALARDA ĠYĠLEġTĠRME ÇALIġMALARI DOKTORA TEZĠ Ġbrahim DORUK MAKĠNA MÜHENDĠSLĠĞĠ ANABĠLĠM DALI 2010

2 PAMUKKALE ÜNĠVERSĠTESĠ FEN BĠLĠMLERĠ ENSTĠTÜSÜ YĠVSĠZ SETSĠZ AV VE SPOR TÜFEKLERĠNDE KALĠTEYĠ ARTIRMAK AMACIYLA KRĠTĠK PARÇALARDA ĠYĠLEġTĠRME ÇALIġMALARI DOKTORA TEZĠ Ġbrahim DORUK Anabilim Dalı: Makine Mühendisliği Tez DanıĢmanı: Prof. Dr. Remzi VAROL ARALIK 2010 iii

3 iii

4 K N F iv iii

5 ÖNSÖZ Bu çalışmada daha çok, av ve spor amaçlı imal edilen tüfeklerde kritik kilit parçalarında meydana gelen erken hasarın önlenmesi ve kalitenin artırılması için doğru malzemenin belirlenmesi, yapılabilecek uygun ısıl işlemleri ve tasarım düzeltmeleri üzerinde durulmuştur. Bu amaçla, kritik parçalar içinde en fazla sorun yaşanan mekanizma içindeki kilit parçası üzerinde çalışma yoğunlaştırılmıştır. Dünya genelinde tüfek imalatçılarının bu tür parçaların imalatında kullandıkları malzemeler genellikle AISI4140 ve/veya AISI4340 düşük alaşımlı çeliklerdir. Bundan dolayı bu iki çelik aday malzemeler olarak belirlenmiştir. Belirlenen bu iki farklı malzemeye aynı ısıl işlem parametreleri uygulanarak mekanik özelliklerinin iyileştirilmesi sonucu en iyi performans gösteren malzemenin belirlenmesi ve tasarım iyileştirmesi ile kilit gibi kritik parçaların kalitesinin iyileştirilmesi amaçlanmıştır. Bu tez çalışmasını öneren; çalışmanın hazırlanması sırasında benden desteğini esirgemeyen, konunun tespitinden çalışmanın sonuçlanmasına kadar olan süreçte yardım ve katkılarıyla beni yönlendiren danışman hocam Prof. Dr. Remzi VAROL a sonsuz teşekkürlerimi sunarım. Geniş tecrübeleri ile bana yön verip ufkumu genişleten Prof. Dr. Muzaffer TOPÇU ya desteklerinden dolayı teşekkür erdim. Tez İzleme Komitesi üyesi Yard. Doç. Dr. Ali Rıza TARAKCILAR a tezime görüş ve önerileri ile yön verdikleri için teşekkür ederim. Bu tez çalışmasını maddi olarak destekleyen Pamukkale Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri (BAP) Koordinasyon Birimi ne teşekkürlerimi sunuyorum. Sonlu Elemanlar Analizi (ANSYS) aşamasında değerli bilgilerini benimle paylaşan ve sonuçları yorumlamama yardımcı olan Yrd. Doç. Dr. M. Reşit USAL a ayrıca teşekkür etmek isterim. Arkadaşlıkları ve katkıları için Arş. Gör. Engin TAN ve Öğr. Gör. Hatice VAROL a teşekkürlerimi sunarım. Son olarak, her zaman benim yanımda olan ve bana katlanan aileme; sevgili eşim Hatice Meriç e, biricik oğlum Yiğit e ve kızım Şevval e sabır ve sevgileri için sonsuz teşekkürlerimi sunarım. Aralık 2010 İbrahim Doruk (Y. Makine Mühendisi) iii iv v

6 ĠÇĠNDEKĠLER ÖZET... xi SUMMARY... xii 1. GĠRĠġ Tezin Amacı Literatür Özeti AV VE SPORDA KULLANILAN TÜFEKLER Genel Av ve Spor Tüfekleri Hakkında Genel Bilgi Dipçik Gövde Namlu Av Tüfeklerine Ait Doldurma Tertibatları Av Fişekleri Tüfek Standartları Av ve Spor Tüfeği İmalatı AV TÜFEĞĠ KRĠTĠK PARÇALARINDA KULLANILAN ÇELĠKLER VE BU ÇELĠKLERE UYGULANAN ISIL ĠġLEMLER Malzeme Seçimi İle İlgili Temel Bilgiler AISI4140 Çeliği AISI4340 Çeliği Isıl İşlemler Sertleştirme Temperleme Alaşım Elementlerinin Sertleştirme ve Temperlemeye Etkisi MATERYAL ve YÖNTEM Deneyler ve Nümerik Çalışmaların Akış Şeması Malzeme Temini ve Deney Numunelerinin Hazırlanması Deney Numunelerine Uygulanan Isıl İşlemler Mekanik Deneyler Çekme Deneyi Çentik Darbe Deneyi Üç Nokta Eğme Deneyi Sertlik Ölçümü Metalografik İncelemeler Kırık Parça Analizi Sonlu Elemanlar Analizi ARAġTIRMA BULGULARI VE TARTIġMA Çekme Deney Sonuçları Çentik Darbe Deneyi Sonuçları Üç Nokta Eğme Deneyi Sonuçları Sertlik Ölçüm Sonuçları v iii vi

7 5.5 Metalografik İncelemeler İç Yapı İncelemeleri Taramalı Elektron Mikroskopu (TEM) İncelemeleri Kırık Parça Analizi Sonlu Elemanlar Analizi Sonuçları SONUÇ VE ÖNERĠLER KAYNAKLAR vii iii

8 TABLO LĠSTESĠ Tablolar Tablo 1.1: Mühendislik dallarındaki hasar sebeplerinin oransal dağılımı (Ay, 2004) Tablo 2.1: Av fişekleri basınç değerleri (Özmen, 2007) Tablo 2.2: Av tüfekleri parçalarının yapıldığı malzemeler (TS 870) Tablo 2.3: Av tüfekleri parçalarının sertlikleri (TS 870) Tablo 3.1: AISI4140 kimyasal bileşimi (Sackelford ve Alexander, 2001) Tablo 3.2: AISI4140 mekanik özellikleri (Pope, 1997) Tablo 3.3: AISI4140 sıcak şekillendirme ve ısıl işlem sıcaklıkları (Url-4, 2009) Tablo 3.4: AISI4340 çeliği kimyasal bileşimi (Sackelford ve Alexander, 2001) Tablo 3.5: AISI4340 Mekanik özellikler (Url-4, 2009) Tablo 3.6: AISI4340 sıcak şekillendirme ve ısıl işlem sıcaklıkları (Url-4, 2009) Tablo 4.1: Deneylerde kullanılan malzemelerin kimyasal bileşimleri Tablo 4.2: Numunelere yapılan ısıl işlemlerin kısaltmaları Tablo 5.1: Deney malzemelerinin satın alındığı haldeki mekanik özellikleri Tablo 5.2: AISI4140 malzemenin çekme deneyi sonuçları Tablo 5.3: AISI4340 malzemenin çekme deneyi sonuçları Tablo 5.4: AISI4140 ve AISI4340 malzemenin çentik darbe deneyi sonuçları Tablo 5.5: AISI4140 ve AISI4340 malzemenin üç nokta eğme deneyi sonuçları Tablo 5.6: Sertlik ölçüm sonuçları viii

9 ġekġl LĠSTESĠ ġekiller ġekil 2.1: Yarı otomatik av tüfeği görünüşü ve temel parçaları (Yıldız Tüfek, A56) ġekil 2.2: Tüfek gövdesi ġekil 2.3: Tüfek tetik tertibatı ġekil 2.4: Mekanizma grubu ve kilit parçasının görünüşü ġekil 2.5: Ateşleme öncesi mekanizma içinde kilitin pozisyonu (Url-2, 2010) ġekil 2.6: Sürgü kolu ġekil 2.7: Ateşleme öncesi (kilitli pozisyon) kilitin konumu (Özmen, 2007) ġekil 2.8: Ateşleme sonrası (açık pozisyon) kilitin konumu (Özmen, 2007) ġekil 2.9: Kağıt kovanlı av fişeği (Özmen, 2007) ġekil 3.1: Malzeme seçme işleminde uygulanan adımlar (Fındık, 2008) ġekil 3.2: Demir-Karbon denge diyagramının çelik kısmı (Gülgen, 2008) ġekil 3.3: Alaşım elementlerin sertliğe etkisi (Savaşkan, 1999) ġekil 4.1: Deney ve nümerik işlemlere ait akış şeması ġekil 4.2: Deneylerde kullanılan malzemelerin satın alındığı hali ġekil 4.3: Deneylerde kullanılan çekme deneyi numunelerinin ölçüleri ġekil 4.4: Deneylerde kullanılan çekme deneyi numunelerinin görünüşü ġekil 4.5: Deneylerde kullanılan V- çentik Charpy numunesinin şekil ve boyutları ġekil 4.6: Eğme deneyi numunesinin eğme deney cihazına yüklenmesi ġekil 4.7: Temperleme fırını ġekil 4.8: Gerilim giderme için numunelerin fırına yerleştirilmesi ġekil 4.9: Numunelerin sertleştirme fırınına koymak için hazırlanması ġekil 4.10: Numunelerin sertleştirme fırınına yerleştirilmesi ġekil 4.11: Yağda sertleştirme işleminin ısıl işlem çevrimi ġekil 4.12: Deneylerde kullanılan eğme numunesinin deney cihazına yerleştirilmesi.. 48 ġekil 4.13: Deneylerde kullanılan Brinell sertlik ölçme cihazı ġekil 4.14: Deneylerde kullanılan optik mikroskop ġekil 4.15: Deneylerde kullanılan TEM cihazı ġekil 4.16: Hasara uğramış kilit parçalarının genel genel görünüşü (Yıldız ġekil 4.17: Halen kullanılan kilit parçasının şekli ve boyutları ġekil 4.18: Kısmi değişikliğe uğratılmış kilit parçası ġekil 4.19: Ateşleme öncesi kilitin konumu ġekil 4.20: I nolu yükleme durumu ġekil 4.21: Sürgü kolunun kilite temas anı (Özmen, 2007) ġekil 4.22: II nolu yükleme durumu ġekil 5.1: AISI4140 akma ve çekme dayanımı değişim grafiği ġekil 5.2: AISI4140 akma ve çekme dayanımı değişim grafiği ġekil 5.3: AISI4140 ve AISI4340 çekme dayanımı değişim grafiği ġekil 5.4: AISI4140 kopma uzaması ve kesit daralması değişim grafiği ġekil 5.5: AISI4340 kopma uzaması ve kesit daralması değişim grafiği ġekil 5.6: AISI4140 ve AISI4340 kesit daralması değişim grafiği viii ix

10 ġekil 5.7: Çentik darbe deneyi sonuçları ġekil 5.8: Çentik darbe numunesi kırığı makro görünüşü ġekil 5.9: Çentik darbe numunesi kırık yüzeyinin görünüşü (150 ºC temperleme) ġekil 5.10: Çentik darbe numunesi kırık yüzeyinin görünüşü (250 ºC temperleme) ġekil 5.11: Çentik darbe numunesi kırık yüzeyinin görünüşü (450 ºC temperleme) ġekil 5.12: Eğme dayanımı değişimi ġekil 5.13: AISI4140 üç nokta eğme numuneleri kırık yüzeyleri makro görünüşü ġekil 5.14: AISI4340 üç nokta eğme numuneleri kırık yüzeylerinin makro görünüşü.. 66 Şekil 5.15: Temperleme sıcaklığına bağlı olarak sertlik değişimi ġekil 5.16: Yağda sertleştirme sonrası iç yapıların görünüşü (X1000) ġekil 5.17: 150 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapıların görünüşü (X1000) Şekil 5.18: 250 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000) ġekil 5.19: 275 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000) ġekil 5.20: 315 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000) ġekil 5.21: 350ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000) ġekil 5.22: 450 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000) ġekil 5.23: 550 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000) ġekil 5.24: AISI4340 çentik darbe numunesi kırığının TEM görüntüleri (350ºC T) ġekil 5.25: AISI4340 çentik darbe numunesi kırığının TEM görüntüleri (550ºC T) ġekil 5.26: Erken hasara uğramış kilit parçaları ġekil 5.27: Kilit parçası mesh işlemi ġekil 5.28: Kilit parçasına I nolu yükleme koşullarının uygulanması ġekil 5.29: Toplam yer değiştirme ġekil 5.30: Eşdeğer gerilme ġekil 5.31: Maksimum ön gerilme ġekil 5.32: Kayma gerilmesi ġekil 5.33: Kilit parçasına II nolu yükleme koşullarının uygulanması ġekil 5.34: II nolu yükleme koşulları için toplam şekil değiştirme ġekil 5.35: II nolu yükleme koşulları için eşdeğer gerilme ġekil 5.36: II nolu yükleme koşulları için maksimum minimum gerilmeler ġekil 5.37: II nolu yükleme koşulları için kayma gerilmeleri ġekil 5.38: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış kilite I nolu yükleme hali ġekil 5.39: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış parçada I nolu yükleme için ġekil 5.40: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış parçada I nolu yükleme koşulları için.. 86 ġekil 5.41: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış parçada I nolu yükleme koşulları için.. 86 ġekil 5.42: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış parçada I nolu yükleme koşulları için.. 87 ġekil 5.43: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış kilite II nolu yükleme hali ġekil 5.44: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış parçada II nolu yükleme koşulları için. 88 ġekil 5.45: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış parçada II nolu yükleme koşulları için. 89 ġekil 5.46: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış parçada II nolu yükleme koşulları için. 90 ġekil 5.47: Kısmi tasarım değişikliği yapılmış parçada I nolu yükleme koşulları için.. 90 ix iii x

11 ÖZET YĠVSĠZ, SETSĠZ AV VE SPOR TÜFEKLERĠNDE KALĠTEYĠ ARTIRMAK AMACIYLA KRĠTĠK PARÇALARDA ĠYĠLEġTĠRME ÇALIġMALARI Bu çalışmada, ülkemizdeki bir tüfek fabrikasında üretilen yarı otomatik tüfeklerdeki kilit parçasında meydana gelen hasar incelenmiştir. Hasar sebebini belirleyebilmek için kırık yüzeyi ve parça geometrisi ele alınmıştır. Parça üzerindeki gerilme dağılımı ANSYS Workbench 11.0 programı ile analiz edilmiştir. Kilit parçasında meydana gelen hasarın yanlış malzeme seçimi, yanlış ısıl işlem ve parça geometrisinde yapılan hatalardan kaynaklandığı anlaşılmıştır. En uygun malzeme ve ısıl işlem şartlarını belirlemek için AISI4140 ve AISI4340 çelikleri aday malzemeler olarak kullanılmış ve ısıl işleme tabi tutulmuştur. Isıl işlemler sonucu değişen mekanik özellikleri belirlemek için numunelere çekme, Charpy çentik darbe ve üç nokta eğme deneyleri uygulanmış ve sertik ölçümleri yapılmıştır. Mekanik özellikler ve kırık yüzeyi incelemeleri en uygun malzemenin seçiminde kullanılmıştır. Sonuç olarak en uygun malzemenin AISI4340 çeliği olduğu ve en uygun ısıl işlem şartının kilit parçası için yağda sertleştirme sonrası yapılan 450 ºC deki temperleme olduğu sonucuna varılmıştır. ANSYS analizi sonucunda ise kilit parçasında kritik bölgelerde oluşan aşırı gerilmelerin plastik deformasyona yol açtığı belirlenmiştir. x iii xi

12 SUMMARY QUALITY IMPROVEMENT STUDIES ON CRITICAL PARTS OF SPORT AND HUNTING AIMED SHOT GUNS In this work, we mainly focused on occurrences of locking block failure in the semiautomatic shotgun bolts at a shotgun factory in our country. The fracture surface and locking block geometry examined in order to determine failure reasons. The stress distribution of the locking block was performed using ANSYS Workbench It was discovered that the reasons for fracture of locking block are; incorrect material selection, incorrect heat treatment, and dimensional geometry problems. For defining best material and heat treatment conditions, AISI4140 and AISI4340 steels used and heat-treated. Tensile, Charpy notched-impact and hardness testing were used to fully characterize the material properties. Mechanical test results and fractured surface analysis were turned to account to decide for proper material. It is concluded that the most convenient material for locking block is AISI4340 steel and optimum heat treatment parameters for this steel is oil quenching and tempering at 450 ºC. ANSYS Workbench analysis revealed that over loading has caused the plastic deformation in the critical zones of the part. xii iii

13 1. GĠRĠġ Günümüzde silah sanayi, teknolojinin gelişmesinde önde giderek ekonomiye büyük katkı sağlamaktadır (Çayıroğlu, 2004). Ülkemizde av tüfeği üretimi önemli bir potansiyele sahiptir (Demirci, vd.,). Sanayi ve Ticaret Bakanlığı verilerine göre av ve spor amaçlı tüfek sektöründe 300 civarında firma imalat gerçekleştirmektedir. Bu firmalardan sanayi siciline kayıtlı 20 ye yakını değişik ülkelere ihracat yapmaktadır yılı verilerine göre imal edilen tüfeklerin i iç piyasada satılırken, av tüfeği ihraç edilmiştir. Ülkemizden başta ABD olmak üzere değişik Avrupa ülkelerine, Kanada, Lübnan, Ürdün ve Türk Cumhuriyetlerine tüfek ihraç edilmektedir yılı verileri esas alındığında tüfek imalatçıları tarafından ülkemize 30 milyon dolar döviz girdisi sağlanmıştır. Yivsiz ve setsiz av ve spor tüfeği, düz bir namludan oluşan küçük yuvarlak bilyeler fırlatabilen, hafif ve kullanıcı omzuna dayanarak atış yapılan bir ateşli silahtır. Spor, av ve savunma amaçlı kullanılan tüfekler namlu sayısına, fişeklerin doldurulma ve boşaltılma tipine fişek sayısına bağlı olarak sınıflandırılır. Bu silahların diğer bir tanımı da çeşitli kara avcılığında ve yarışmalarda kullanılan saçma veya tek kurşun atabilen, namlusu yivsiz ateşli silahlardır. Genellikle yivsiz av tüfeği küçük kara hayvanlarının avlanmasına yöneliktir (Çakır, 1997). Tüfeklerle ilgili ilk standart 1926 da ABD de spor amaçlı silahlar ve mühimmat üreticileri enstitüsü tarafından geliştirilmiş ve bugüne kadar önemli değişiklikler yapılarak güncelleştirilmiştir. Her ne kadar dünya çapında tek bir standarda doğru yönelme mevcutsa da tüfek fişek yuvası boyutları ülkeden ülkeye ve imalatçıdan imalatçıya büyük değişiklikler göstermektedir. Günümüzde tüfekler kısa fişek yuvasına sahip olup, güçlü fişeklerin kullanıma girmesi ile fişek yuvası bölgesinde yüksek basınç değerlerine erişilebilmektedir. Ülkemizde av ve spor amaçlı tüfeklerin yapılışı ile ilgili yasal mevzut 1981 yılında çıkan 2521 sayılı Avda Ve Sporda Kullanılan Tüfekler, Nişan Tabancaları Ve Av Bıçaklarının Yapımı, Alımı, Satımı Ve Bulundurulmasına Dair Kanun ile 11

14 düzenlenmiştir. Ayrıca spor ve av tüfekleri ile ilgili 1998 yılında düzenlenmiş TS 870 standardı mevcuttur. Bazı mühendislik dallarında (kimya, maden, metalürji ve imalat) karşılaşılan hasarların temel nedenlerini gösteren Tablo 1.1 e bakıldığında, en büyük oranı yanlış malzeme seçimi (%38), hatalı ısıl işlem (%15) ve tasarım hatasının (%11) aldığı görülmektedir. Bir başka deyişle, doğru malzeme seçimi, uygun ısıl işlem ve uygun tasarım yapıldığında oluşacak hasar % 64 oranında giderilebilecektir. Tablo 1.1: Mühendislik dallarındaki hasar sebeplerinin oransal dağılımı (Ay, 2004). Hasar Sebebi Oranı (%) Yanlış malzeme seçimi 38 Üretim (fabrikasyon hatası) 15 Hatalı ısıl işlem 15 Tasarım hatası 11 Beklenmeyen çalışma koşulları 8 Uygun olmayan ortam koşulları 6 Kalite kontrol eksikliği 5 Malzeme karışması 2 Ateşli silahlarda özellikle patlamanın gerçekleştiği namlunun arka kısmında bulunan fişek yuvası, tetik ve kilit mekanizmalarını oluşturan parçalar en fazla zorlanmaya maruz kalan parçalardır. Bu parçalar genellikle darbe şeklinde yüke maruz kalmakta ve parçalar hasara uğramaktadırlar. Hasar; bir yapının veya yapı elemanının kendisinden beklenen işlevleri yerine getiremez hale gelmesidir. Hasar, istenmeyen bir durum olup, çeşitli hasar seviyeleri mevcuttur. En basit haldeki hasarda sistem veya parça çalışır ancak amacına uygun fonksiyonları yerine getiremez. Diğer aşamada sistem ve parça görevini yerine getirir ancak emniyetsiz olarak çalışır. Hasarın en son aşamasında ise sistem veya parça görevini yerine getiremez. Bir elemanda meydana gelen hasar; elemanın aşırı zorlanması sonucunda oluşur. Aşırı zorlanmış elemanda hasar iki nedenden dolayı ortaya çıkar; elemanın dayanımı gereken dayanımdan küçüktür veya elemana etkiyen yükler elemanın taşıyabileceği 2

15 yükten daha büyüktür. Hasar analizi; bir parçanın veya cihazın nasıl ve neden kullanılamaz hale geldiğini belirleyen bir mühendislik yaklaşımıdır. Bu yaklaşım hasara neden olan teknolojik hatanın cinsini ve sorumlusunu ortaya çıkarmak ve hasarın benzer yapılarda tekrarını önleyici tedbirler almak amacıyla gerçekleştirilen faaliyetleri içerir. Hasar analizi sadece hasarın önlenmesi bakımından ele alınmamalıdır. Bunun yanında hasar analizi; sistemlerin ve ürünlerin kalitesindeki ilerlemeyi anlama açısından da önemli bir konudur (ASM, 2002). Uluslararası piyasalarda yabancı firmalar ile mücadele eden yerli tüfek imalatçılarının kalite seviyelerini üst düzeyde tutmaları gerekmektedir. Yarı otomatik av ve spor tüfeklerinde kaliteyi etkileyen üç temel faktör vardır. Bunlar malzeme seçimi, ısıl işlem ve parça şekli ve boyutlarıdır. Malzeme seçimi tasarım uygulama ve imal edilebilirlik göz önüne alınarak yapılmalıdır. Eğer parça için beklenen dayanım ve mekanik özellikleri karşılayacak malzeme seçilemezse doğru ısıl işlem yapılsa bile istenen sonuç elde edilemez. Yanlış malzeme seçimi erken hasarlara ve kullanıcının yaralanmalarına ve hatta ölümlerine dahi sebep olmaktadır. Doğru parçaya yanlış ısıl işlem yapılması da aynı sonuçları doğurabilmektedir. Eğer parça geometrisi ve boyutları yanlış seçilirse malzemeniz ve ısıl işlemleriniz doğru olsa bile erken hasar ve beklenmeyen sonuçlar kaçınılmazdır (Emerson, 2007). 1.1 Tezin Amacı Bu çalışmanın amacı; av ve spor amaçlı imal edilen tüfeklerde kritik kilit parçalarında meydana gelen erken hasarın önlenmesi ve kalitenin artırılması için doğru malzemenin belirlenmesi, yapılabilecek uygun ısıl işlemleri ve tasarım düzeltmelerini yapmaktır. Bu amaçla; kritik parçalar içinde en fazla sorun yaşanan mekanizma içindeki kilit parçası üzerinde çalışma yoğunlaştırılmıştır. Dünya genelinde tüfek imalatçılarının bu tür parçaların imalatında kullandıkları malzemeler genellikle AISI4140 ve/veya AISI4340 düşük alaşımlı ıslah çelikleridir. Bundan dolayı bu iki çelik aday malzemeler olarak belirlenmiştir. Belirlenen bu iki farklı malzemeye aynı ısıl işlem parametreleri uygulanarak mekanik özelliklerinin iyileştirilmesi sonucu en iyi performans gösteren malzemenin belirlenmesi ve tasarım iyileştirmesi ile kilit gibi kritik parçaların kalitesinin iyileştirilmesi amaçlanmıştır. 3

16 1.2 Literatür Özeti Doğrudan tüfeklerde kritik parçaların iyileştirilmesi üzerine yapılan çalışmalar oldukça sınırlıdır. Bu nedenle tüfekler ve silahlar ile ilgili yapılan çalışmaların yanı sıra AISI4140 ve AISI4340 ıslah çelikleri ile ilgili yapılmış iyileştirme çalışmaları ile farklı üretim ekipmanları için doğru malzeme türünün ne olması gerektiği, bu malzemelerin mekanik özelliklerinin iyileştirilmesi için yapılan çalışmalar, ısıl işlemler ve bu işlemlerin sonuçları araştırılmıştır. Tomita ve Okabayashi 1983 yılında yaptıkları çalışmada, yüksek dayanımlı AISI4340 çeliğine kendilerinin "Yeni Isıl İşlem" olarak adlandırdıkları ısıl işlemi uygulamışlardır. Bu işlem, 860 C'de ostenitleme ve izotermal dönüşümün 320 C'de gerçekleştirildiği bir kurşun kalay banyosunda sertleştirilmesinden oluşuyordu. Bu işlemden sonra 200 C de 2 saatlik temperleme işlemi yapılmıştır. "Yeni Isıl İşlem" denilen bu yöntemin diğer konvansiyonel yöntemlerle karşılaştırılması göstermiştir ki, 200 C'de bulunan martenzitle beraber oluşan alt beynit artışı ile hem akma hem de çekme dayanımları artmıştır. Kurtuluş (1994), yaptığı çalışmada ısıl işlemlerin DIN 34CrNiMo5 namlu çeliklerinin iç yapısına, çarpma tokluğuna ve sertlik özelliklerine etkisini incelemiştir. Araştırma sonucunda temperleme sıcaklığı ve çeliğin çarpma tokluğu arasında doğrusal olmayan ilişki olduğunu saptamışlardır. Sertlik sabit kalırken 375 C de oluşan tanelerarası karbürlerin bulunmaması ve ayrıca 375 C den düşük sıcaklıklarda oluşan ufak beynit kolonileri, bu düşük sıcaklıktaki yapılara daha yüksek tokluk değerleri kazandırmıştır. En yüksek tokluk sertlik kombinasyonunun 300 C 325 C sıcaklık aralığında bulunduğu tespit edilmiştir. Fraktografik çalışmalar sonucunda en yüksek tokluk ve sertlik kombinasyonuna sahip örnekler sünek kırılma özellikleri gösterirken diğerlerinin yarı kırılgan kırılma yüzeylerine sahip olduğu görülmüştür. AISI1050, AISI4140 ve AISI8620 çeliklerinin tavlama ve normalizasyon ısıl işlemleri ile değişen mikro yapı ve mekanik özelliklerine bağlı işlenebilirlikleri Özçatalbaş (1996) tarafından araştırılmıştır. Çalışma sonucunda her üç çelik için maksimum takım ömrünün malzemelerin haddelenmiş durumda olduğu gözlemlenmiştir. Ancak, AISI4140 numunede 200 m/min kesme hızının üzerinde 4

17 tam tavlama işleminin takım ömrünü artırdığı görülmüştür. Minimum yüzey pürüzlülüğü AISI 1050 ve AISI4140 için haddelenmiş durumda elde edilmiştir. Lee ve Su (1999), yaptıkları çalışmada, AISI4340 çeliğinin su verme ve farklı temperleme sıcaklıklarında oluşan mekanik özellikleri ve mikro yapısını incelemişlerdir. Çalışma sonunda, çekme deney sonuçlarına göre temperleme sıcaklığı ve temperleme süresinin mekanik özellikler ve mikro yapı üzerinde doğrudan etkili oldukları görülmüştür. Ancak temperleme sıcaklığının etkisi temperleme süresinin etkisinden daha fazladır. Temperleme sıcaklığı ve temperleme süresinin artması ile mukavemet ve sertlikte azalma meydana gelmiştir. Buna karşın kesit daralması ve kopma uzaması değerleri artmıştır. 300 ºC üzerindeki temperleme sıcaklıklarında toklukta azalma meydana geldiği belirlenmiştir. Akgül ün (1999), orta kalibre top namlularında nitrürleme işleminin atış sonrası kırıklara etkisini incelediği çalışmasında orta kalibre top namlularında nitrürleme işleminden kaynaklanan problemlerin sebepleri deneysel çalışmalarla ortaya konmuştur. Gerçek namlulara ve test parçalarına farklı fırın atmosferlerinde nitrürleme işlemi uygulanmıştır. Nitrürlenmiş namlularla test atışları yapılmıştır. İç yüzeylerde beklenenden fazla kırık görülen namlulardan alınan deney parçalarına, metalografik deneyler (TEM, X-ışınları kırınımı, optik mikroskop ve spektral analiz) de yapılmıştır. Namlu iç yüzeyindeki kırılmaların çoğu set köşelerinde oluştuğu ve yiv-set açma işlemi sırasında, set köşelerinde oluşan çapakların giderilmesi ve keskin köşelerin azaltılması gerektiği ortaya çıkmıştır. Turhan (2001), çalışmasında ıslah çeliklerinde ısıl işlem parametrelerinin aşınma davranışına etkisini incelemiştir. Bu çalışmada makine sanayisinde çok fazla kullanılan 42CrMo4 çeliğinin abrasiv aşınma davranışı incelenmiştir. Aşınmaya çalışan uygulamalarda 42CrMo4 çeliğinin aşınma dayanımına ısıl işlem parametrelerinin etkisi incelenmiştir. 850 C ve 900 C de 10 dakika süreyle su verilen 42CrMo4 çeliği 250 C, 500 C ve 650 C de 60 dakika süreyle temperlenmiştir. Aşınma düzeneğindeki dönen disk üzerine bağlanan SiC esaslı 400 mesh tane büyüklüğündeki zımpara kağıdı üzerinde numuneler 9,81 N ve 14,71 N yükler altında aşındırılmışlardır. Her bir numunenin aşınma deneyinde zımpara kağıdı değiştirilmiştir. Aşınma sırasında ortaya çıkan artıkların ortamdan uzaklaştırılmasını sağlamak ve çalışma esnasında ısınmayı engellemek amacıyla soğutma sıvısı olarak su kullanılmıştır. Aşınma deneyleri sonunda, 850 C de su verilen, 250 C de 5

18 temperlenen numunenin en az aşınma gösterdiği tespit edilmiştir. En büyük aşınma kaybı ise ısıl işlem uygulanmayan numunelerde gözlemlenmiştir. Uzkut ve Özdemir (2001), yaptıkları çalışmada, farklı çeliklere uygulanan değişen ısıtma hızının mekanik özelliklere etkisini incelemiştir. Bu çalışmada, değişen ısıtma hızlarının Ç 1020 (düşük karbonlu), Ç 1040 (orta karbonlu), Ç 4140 (düşük alaşımlı) çeliklerinin mekanik özelliklerine etkisi incelenmiştir. Yavaş ısıtma hızında (oda sıcaklığından ısıtma), orta ısıtma hızında (sıcak fırında ısıtma) ve hızlı ısıtma hızında (tuz banyosunda ısıtma), Ç 1020, Ç 1040 ve Ç 4140 çelikleri ostenit bölgesine kadar ısıtılarak havada soğutulmuşlardır. Uygulanan yavaş, orta ve yüksek ısıtma hızlarının bu çeliklerin mekanik özelliklerine olan etkisinin belirlenmesi amacıyla her bir çelikten, normalizasyon uygulanmış ve uygulanmamış olarak iki grup deney numunesi hazırlanmıştır. Bütün deney numunelerinin, sertlik değerleri ile mukavemet değerleri belirlenerek birbirleri arasında mukayese imkânı elde edilmiştir. Artan ısıtma hızına bağlı olarak en yüksek mukavemet artış oranının Ç 4140 çeliğinde olduğu saptanmıştır. 35NiCrMoV12.5 çeliğinde (AISI4340) sıcaklığın yorulma özelliği üzerine etkisini Önem (2003) incelemiştir. Düşük alaşımlı, yüksek dayanımlı DIN 35NiCrMoV12.5 çelikleri savunma sanayinde genel olarak namlu yapımında kullanılır. Çalışmada, namlu çeliklerinde, sıcaklığın malzemenin düşük çevrimli yorulma özellikleri üzerine etkisi incelenmiştir. Sıcaklığın yorulma davranışı üzerine olan etkisini açıklayabilmek için oda sıcaklığı, 250 ºC ve 400 ºC olmak üzere üç sıcaklık seçilmiştir. Her sıcaklık için, malzemenin %0,2 akma dayanımı ve %2 gerinim aralığında, beş yük kullanıldı ve sonuçların güvenilirliği açısından her deney koşulu iki kez tekrar edilmiştir. Kullanılan gerilme genlikleri her sıcaklıkta yapılan çekme deneylerinin sonuçlarına göre belirlendi. Gerinim genliği yorulma ömrü (e- N) eğrileri karşılaştırıldığında belirli bir gerinim genliğindeki yorulma ömrünün sıcaklıkla arttığı görülmüştür. Temperleme sıcaklığı arttıkça yorulma dayanımının azaldığı görülmüştür. Kırılma yüzeylerinde yük ve sıcaklıktan dolayı oluşan değişimleri inceleyebilmek için fraktografi metodu kullanılmış olup uygulanan yük arttıkça yüzeyde oluşan çatlak sayısının da arttığı görülmüştür. Aksu (2005), çalışmasında değişik östemperleme zaman ve sıcaklıklarının 35NiCrMoV12.5 namlu çeliğinde darbe tokluğu, sertlik ve kırılma tokluğu özellikleri üzerine etkilerini araştırmıştır. 300 C, 325 C ve 350 C östemperleme sıcaklıkları 6

19 olarak seçilmiştir. Bu sıcaklıklardaki izotermal dönüşüm süreleri ise 1 dakika, 10 dakika, 1 saat ve 10 saat olarak seçilmiştir. 350 C istisna olmak üzere, östemperleme sıcaklığının artması ile kırılma tokluğunun arttığı bulunmuştur. Östemperleme ile elde edilen mekanik özelliklerin konvansiyonel soğutma ve temperleme ile elde edilenlerle karşılaştırılması için, 400 C temperleme sıcaklığı olarak seçilip, hem darbe tokluğu hem de kırılma tokluğu numunelerine uygulanmıştır. Konvansiyonel soğutma ve temperlemenin daha tok yapılar oluşturduğu bulunmuştur. Değirmenci (2005), namlulu silahların iç balistiğine; termodinamik, termokimyasal, ve hareket denklemlerinin uygulanması ve sonuçlarının karşılaştırdığı çalışmasında, iç balistikle doğrudan ilişkili sevk barutları, patlayıcı maddeler, silah sistemleri, sevk barutlarının kimyasal özelliklerini inceleyerek, iç balistik problemleri ve çözüm yöntemlerini ayrıntılı olarak ele almıştır. Balistik konuları ile bağlantılı olan otomatik silahların tarihi gelişim süreçlerine göre sınıflandırılmış ve çalışma prensipleri ayrıntılı olarak açıklanmıştır. Merminin hedefe gönderilmesi için gerekli enerjinin sağlandığı sevk barutları ve patlayıcı maddeler sınıflandırılmıştır. Sevk barutları ve patlayıcı maddelerin yanma ve patlamaya etkilerinin irdelenmesinin ardından sevk barutları ve patlayıcı maddelerin kimyasal özellikleri araştırılmıştır. Barutun yanması ile açığa çıkan ürünler ile bunların enerjileri, hacimleri ve sıcaklıkları gibi merminin hızını doğrudan etkileyen faktörler ve yanma kanunları ele almıştır. Çeliklerin ısıl işlem altında gösterdiği yapısal değişiklikleri taramalı elektron mikroskobu (TEM) ve Mössbauer Spektroskopisi ile incelenmesi Elieyioğlu (2005) nun çalışma konusu olmuştur. Bu tez çalışmasında AISI 1137 tipi bir çelikte gözlenen faz dönüşümlerinin yapısal ve manyetik özellikleri çeşitli fiziksel yöntemler kullanılarak araştırılmıştır. Yapılan çalışma sonucunda söz konusu bu orta karbonlu çeliğin oda sıcaklığında yapılan iç yapı incelemeleri çeliğin ferrit fazda olduğunu gösterdi. Ferrit fazdaki başka bir numune 1000 ºC sıcaklıkta 1 saat ısıl işleme maruz bırakılıp suda hızlıca soğutuldu. Hızlı soğutulan bu numunenin ostenit fazı görüp iğne yapısıyla tanınan ve difüzyonlu bir şekilde oluşan alt beynit yapıya geçtiği anlaşılmıştır. Huda (2005), yapığı çalışmada yarış arabalarının aks millerinde yapılan ısıl işlemleri yeniden belirlemiştir. Bu çalışma ile alaşımlı çelikten imal edilen aks millerine uygulanan ısıl işlemler yeniden belirlenerek kalite güvence altına alınmış ve ilgi 7

20 standartlara uygun hale getirilmiştir. Neden-sonuç diyagramlarının analizi kullanılarak ısıl işlem sıcaklığı, süresi gibi mekanik özellikleri doğrudan etkileyen işlem parametreleri yeniden düzenlenmiştir. Daha önce kullanılan ısıl işlemde AISI4140 ıslah çeliğinden imal edilen aks mili 800 C de 1 saat yağda sertleştirilirken 160 C de 25 dakika havada soğutularak temperleme yapılmaktadır. Yeniden düzenlenen, ısıl işlem parametrelerinde öncelikle parçalar 600 C de ön ısıtma yapılarak daha sonra 845 C de normalizasyon işlemi yapılmıştır. Normalizasyon işleminden sonra 830 C de tavlanmıştır. Parçalara sertleştirme 850 C de 1 saat bekletildikten sonra yağda soğutulmuştur. Daha sonra parçalar 230 C de de temperlenmiştir. Bu çalışma sonunda aks milinden beklenen ve istenen sertlik ve tokluk değerlerine ulaşılmıştır. M16 tüfeklerinin kilit mekanizmasında meydana gelen yorulma olayının nedenleri üzerine çalışmalar yapılmıştır (Yu vd., 2005). Yorulma bölgesi çevresi M16 nın ateşlenmesi sırasında tekrarlı yüklemelere maruz kalmıştır. Ateşleme sonrası kilit çevresinde oluşan gerilme yoğunluğunu hesaplamak için Pro Mechanica sonlu elemanlar analiz programı kullanılmıştır. Yapılan hesaplamalar sonucunda von- Mises gerilme dağılımı kilitleme yüzeylerindeki radyüslü bölgede yüksek gerilme yığılmaları olduğunu ortaya çıkarmıştır. Yorulma çatlak başlangıcı ve çatlak ilerleyişi incelenmiştir. Yapılan incelemeler yorulmanın küçük bir bölgedeki mikro çukur etrafında korozyon başlangıcı ve yayılmasının yorulmaya sebebiyet verdiği belirlenmiştir. İncelemeler sonucunda kilidin kilitleme yüzeylerinde önce mikro çatlakların oluştuğu ve bu çatlakların ilerleyerek kırılmaya sebebiyet verdiği belirlenmiştir. Odeshi vd. (2006), yaptıkları çalışmada AISI4340 çeliğinin balistik darbe altındaki deformasyon ve kırılma mekanizmalarını incelemiştir. Çalışmada su verilerek sertleştirilmiş AISI4340 çeliği kullanılmıştır. Hasarın mikro yapı incelemesi yapılmıştır. Gerilme yığılmalarının ve adyabatik kayma bantları boyunca oluşan kayma hatalarının deformasyon ve kırılma mekanizmasızında etkili oldukları görülmüştür. Gerilme yığılması; başlangıcındaki sıcaklık ve kritik gerilme deformasyon hızı ve mikro yapıya bağlı olarak değişmiştir. Çeliğin mikro yapısının darbe sırasında oluşan adyabatik kayma bantlarının şekline etkili olduğu belirlenmiştir. Ayrıca içindeki boşluklar kırılma mekanizmasında etkindirler. 8

21 Subaşı (2006), yaptığı çalışmada sertleştirilmeye tabi tutularak farklı sertlik değerleri elde edilmiş AISI4140 çelik malzemesinin kalıcı gerilmenin yorulma dayanımına etkisi katman kaldırma (elektrokimyasal) yöntemi kullanılarak incelenmiştir. Çalışmada kullanılan numuneler 40, 45 ve 50 HRC sertlik değerine getirilerek deneyler yapılmıştır. Deneyler sonucunda tornalanmış, 40, 45 ve 50 HRC değerine sertleştirilmiş numunelerin yorulma dayanımları sırası ile 463, 783, 792, 739 MPa olarak bulunmuştur. 45 HRC sertleştirilmiş numunede yorulma dayanımı en iyi çıkmıştır. Kalıcı gerilme ölçümleri sonucunda numunelerin yüzeylerinde kalıcı çekme gerilmeleri bulunmuştur. Bulunan değerler sırası ile 210, 169, 299, 203 MPa dir. Özmen (2007), çalışmasında yarı otomatik av tüfeği mekanizmasının atış sonrası geri tepme hızı ve kurşun namlu çıkış hızının tespitine dair deneysel çalışmalar yapmıştır. Ardından elde edilen deneysel veriler bilgisayar ortamına aktarılarak, ANSYS sonlu elemanlar analiz programı yardımıyla, tüfek mekanizma grubu elemanlarından kilide ait dinamik çarpışma ve yorulma ömrü hesaplamaları yapılmıştır. Ulutan (2007) tarafından yapılan çalışmada, AISI4140 çeliğinin yüzey sertleştirme işlemleri ve kaplama yöntemleri sonrası mekanik davranışları incelenmiştir. Yapılan çalışmada yüksek mukavemetli düşük alaşımlı AISI4140 çeliğine, üç farklı yüzey işlemi uygulanarak, mikro yapıda oluşacak değişimlerin malzemenin sertliğine ve aşınma davranışları üzerine etkileri araştırılmıştır. AISI4140 çelik numunelerin yüzeylerine; yüzey sertleştirme/temperleme işlemi, borlama ve gaz tungsten ark (GTA-TIG) yöntemleri uygulanmıştır. Çalışmada şu sonuçlara ulaşılmıştır. Malzemeye uygulanan 850 C de ostenitleme ve yağda su verme ile sertleştirme işleminin ardından yapı tamamen martenzite dönüşmüştür. Martentizik yapıya ulaştırılan numunelere, daha sonra ayrı ayrı 350 C, 450 C, 550 C ve 650 C de farklı temperleme sıcaklıklarında iki saat süre ile temperleme işlemi yapılmıştır. Bu numunelerde mikro yapı yönünden çok fazla bir değişiklik olmamakla birlikte, yüksek temperleme sıcaklıklarında ferrit tanelerinin irileştiği; sertlikte önemli düşüşler olduğu görülmesine karşın, malzemenin tokluğunda önemli ölçüde iyileşme elde edilmiştir. Sertleştirilmiş ve sertleştirildikten sonra temperlenmiş malzemeler arasında en iyi abrasiv aşınma direncini 22 N yükte, yağda sertleştirilmiş numuneler vermiştir. 32 N ve 42 N yüklerde, düşük aşınma mesafelerinde en iyi abrasiv aşınma direnci, yağda sertleştirildikten sonra 350 C de temperlenen numunede ve yüksek 9

22 aşınma mesafelerinde de yine sadece yağda sertleştirilen numunelerde elde edilmiştir. Böylece malzemelerin aşınma direncinde, genel anlamda sadece sertliğin değil, aynı zamanda tokluğun da etkili olduğu bir kez daha görülmüştür. Sz vd. (2007), çalışmalarında bir buhar türbin kanadındaki hasarın nedenini incelemiştir. Yapılan incelemelerde kanat geçmelerinde oluşan kırılmaların yapılan kaynağın kanatlara üniform şekilde uygulanmadığından dolayı meydana geldiği tespit edilmiştir. Yapılan metalografik incelemeler kaynak esnasında geçmelerde oluşan aşırı ısınmanın dikkate alınması gerekliliğini ortaya çıkarmıştır. Diğer bir hasar nedenin ise önceden yapılan uygun olmayan tamiratlar olduğu sonucuna varılmıştır. Falah vd. (2007), yaptıkları bilimsel çalışmada bir otomobilin biyel mekanizmasında meydana gelen hasarı incelemişlerdir. Hasara uğramış parçalarda gözle muayene, fotoğraf kayıtları, kimyasal analiz, sertlik ölçümleri ve metalografik incelemeler yapılmıştır. Ayrıca hasar yüzeylerini incelemek için TEM yöntemi de kullanılmıştır. Çalışma sonunda hasarın, diş açılmış parçanın malzeme hataları ve yanlış uygulanan ısıl işlemler sonucu parçanın boyun bölgesinde meydana gelen yorulma çatlaklarından olduğu, yapılan analizde parçanın yeterince sertleşmediği anlaşılmıştır. Bu nedenlerle biyel dişlisinde oluşan hasarın birincil nedeninin malzeme hatalarından kaynaklandığı tespit edilmiştir. Bayrakçeken vd. (2007), yaptıkları çalışmada, tek silindirli dizel motorunun krank millerinin hasarını ele almışlardır. Krank mil malzemeleri sertlik, tokluk, yüksek yorulma dayanımı gibi istenen özelliklere sahip, ısıl işleme tabi tutulmuş malzemelerden yapılmaktadır. Yapılan araştırmalar mekanik yorulma hasarlarının krank mili hasarlarının temelini oluşturduğunu belirlemiştir. Araştırmada iki adet tek silindirli dizel motorunun krank milleri incelenmiştir. Spektral analiz sonucu krank mili malzemesinin AISI4140 düşük alaşımlı çeliği olduğu anlaşılmıştır. Krank millerinden birine ısıl işlem diğerine de yüzey sertleştirme işlemi uygulandığı anlaşılmıştır. Hasarı incelenen krank millerinin her ikisi de aynı malzemeden olup, yorulmanın yüksek gerilme altındaki keskin köşelerde meydana geldiği sonucuna varmışlardır. Gülgen (2008) yaptığı çalışmada, çelikleri sınıflandırarak tanıtmış ve uygulanan ısıl işlemlerin (su verme ve temperleme) mekanik özellikler üzerindeki etkisini 10

23 açıklamıştır. Çalışmada elde edilen sonuçlara göre iş makinelerinde kullanılan AISI4340 çeliğinin kullanım koşulları göze alınarak bir değerlendirme yapılacak olursa; numunelerin sertlik değerlerine bakıldığında en fazla sertlik kazanan numune temperlenmemiş martenzit yapıya sahip numune ve aşınma değeri de en az olan aynı numunedir. Fakat bu koşullar altında ısıl işlem yapılırsa iş makinesinin çalışma koşulları düşünüldüğünde üzerine gelen yüklerde belki aşınma göstermez ama ani yük değişimlerinde kırılmaya maruz kalacaktır. Kırılma olacağı çentik darbe deneylerindeki düşük değerler göz önüne alınarak rahatlıkla söylenebilir. Buradan şu sonuç çıkabilir; iş makinelerinde kullanılan malzemeler seçilirken sertlik ve aşınma direncinin yanı sıra tokluk değerinin de istenen sonuçları vermiş olması gerekir. Bu da martenzit yapının temperlenmesi ile olabilmektedir. Deney sonuçlarına bakılırsa ya temperlenmiş martenzit yapılar daha serttir ya da daha az aşınma göstermişlerdir. Fakat buna karşın daha tok bir yapıdadırlar. Bu sebeple yüksek sertlik ve aynı zamanda yüksek mukavemet ve tokluk kazandıran ısıl işlem koşulunun 550 C de yapılan temperleme ile elde edileceği sonucuna varmıştır. Av ve spor tüfekleri için kritik parçaların hasar analizi Varol (2008) tarafından yapılmıştır. Yapılan deneysel çalışmada kilit parça ele alınarak dört farklı malzeme aday malzeme olarak ele alınmış ve farklı ısıl işlemler uygulanarak elde edilen özellikler karşılaştırılmıştır. Seçilen aday malzemeler AISI 1040 ve AISI1050 sade karbonlu çelikleri ile AISI4140 ve AISI4340 düşük alaşımlı çelikleridir. Ayrıca kilit parçasının üzerine gelen darbe yükleri dikkate alınarak ANSYS analizi ile nümerik çözüm gerçekleştirilmiştir. Sadece çekme deneyi sonuçları dikkate alındığında bile AISI4140 ve AISI4340 düşük alaşımlı çeliklerle karşılaştırılamayacak niteliktedir. Bu nedenle AISI4140 ve AISI4340 düşük alaşımlı çelikler kendi aralarında karşılaştırılmıştır. Çalışma sonunda bu iki malzemenin çekme deneyi, çentik darbe deneyi, üç nokta eğme deneyi sonuçları ile sertlik değerleri karşılaştırıldığında AISI4340 çeliğinin daha iyi ve tatmin edici sonuçlar verdiği belirlenmiştir. Özmen vd. (2009) yaptıkları çalışmada, yarı otomatik av tüfeği kilit parçasının statik, dinamik ve yorulma analizini yapmışlardır. Üretimine halen devam edilen silah mekanizma grubuna ait olan kilitte meydana gelen kırılmaların nedenlerini belirleyebilmek için Pro Engineer (Wildfire 3.0) parametrik katı modelleme programı kullanılarak tüfek parçaları tasarlanmıştır. Ek olarak tüfeğin ateşlemesi sırasında kilitleme yüzeylerinde oluşan gerilme dağılımını belirlemek amacıyla 11

24 ANSYS sonlu elemanlar analiz programı kullanılarak kilide ait dinamik çarpışma analizi yapılmıştır. Son olarak kilidin yorulma sebebiyle kırılan yüzeyleri ile sonu elemanlar analiz programı sonuçları incelenerek karşılaştırmalar yapılmıştır. Bu karşılaştırmalar çatlak başlangıcının kilidin kilitleme yüzeylerindeki gerilme yoğunluğunun yüksek olduğu bölgelerde ortaya çıktığı belirlenmiştir. 12

25 2. AV VE SPORDA KULLANILAN TÜFEKLER 2.1 Genel Genel olarak mermi adı verilen özel şekil ve nitelikteki maddeleri, barut gazının basıncı ile namlu içerisinden uzak mesafelere yani hedefe hızla atabilen aletlere ateşli silah denmektedir (Çelikel, 2008). Bir ateşli silah genellikle namlu, ateşleyici iğne, horoz ve tetikten oluşan bir düzenek, fişek yatağı ve kabzadan oluşur (Ağır, 1996). Ateşli silahların çalışma şekilleri genellikle birbirine benzemektedir. Ateşli silah doldurulur, tetik çekildiğinde ateşlenir. Kurma işlemi, icra yayının sıkıştırılarak ateşleme iğnesi veya horozun geriye çekilmesiyle yapılır. Geriye çekilen ateşleme iğnesini bu pozisyonda tutan pim, tetiğin çekilmesiyle ateşleme iğnesini ve icra yayını serbest bırakır. Fişek tablasındaki kapsüle çarpan ateşleme iğnesi, kapsülün ateşlenmesini sağlar. Meydana gelen kıvılcım, kıvılcım deliğinden baruta ulaşır ve barutu ateşler. Barut tutuşarak hızla yanar. Bu, sıcak gazların oluşmasına, çok yüksek bir basınç altında sıkışmasına neden olur. Sıkışan gazların basıncı uygun değere ulaştığında, mermi çekirdeğini kovandan ayırır ve hızla dışarı iter. Bütün ateşli silahlarda sistem aynıdır. Ateşli silahlar genel olarak iki ana başlık altında toplanmaktadır: a- Ağır Ateşli Silahlar: Bu tip silahlar, kullanımları ancak birkaç kişi tarafından veya başka vasıtalar yardımı ile mümkün olan, ağır ve tahrip gücü yüksek mermileri barut gazı etkisi ile uzak mesafelere kadar atabilen silahlardır (Ör: Uçaksavar, havan, top vb.). b- Hafif Ateşli Silahlar: Kişilerin tek başına kullanmaları mümkün olan silahlardır (Tabanca, tüfek, makineli tüfek vb.). Uzun namlulu ateşli silahlar da savaş tüfekleri ve av tüfekleri olmak üzere iki şekilde sınıflandırılmaktadır. (Çelikel, 2008). 13

26 2.2 Av ve Spor Tüfekleri Hakkında Genel Bilgi Av tüfekleri çeşitli kara avcılığında kullanılan, saçma veya tek kurşun atan, namlusu yivsiz ateşli silahlardır. Ayrıca trap ve skeet müsabakalarında kullanılan ve istendiğinde av maksadıyla kullanılabilen 0 şoklu trap ve silindir namlulu skeet tüfekleri de bulunmaktadır. Av ve spor amacıyla kullanılmalarının yanında, yivli ateşli silahlara oranla daha ucuz ve yasal olarak daha kolay elde edilebilmeleri nedeniyle silaha düşkün insanların saldırı ve savunma amacıyla satın aldıkları silahlardır (Çelikel, 2008). Av tüfekleri namlu çaplarına göre Türk Standartları Enstitüsü (TS 870) 10, 12, 14, 16, 20, 24,28, 32, 410 kalibrelik ve 9 mm lik olmak üzere toplam on tür ile yarışmalar için kullanılan skeet ve trap olarak iki sınıf belirlemiştir (Özaslan, vd., 2009). Trap tüfeği ile ördek ve kaz avı yapılabilir, Skeet tüfeği de açık şoku itibari ile bıldırcın, keklik(yakın mesafe) ve çulluk avına uygundur (Url-1, 2010). Yivsiz, setsiz av ve spor amaçlı tüfekler temel olarak dipçik, gövde ve namludan oluşmaktadır (Şekil 2.1). Gövde(Kubuz) Mekanizma Namlu Şeridi Namlu Kabza Dipçik(Kundak) Tetik El Kundağı Şekil 2.1: Yarı otomatik av tüfeği görünüşü ve temel parçaları (Yıldız Tüfek, A56) Dipçik Tüfeğin elde tutulan kısmına kabza denir (Beyaztaş, 2007). Destek almak için omuza dayanan uzun kısmına da dipçik denir. Dipçik işlemesi kolay güzel görünümlü dayanıklı kolay bulunan malzemelerden işlenir. İmalatçı firmalar tarafından en fazla ceviz ağacı tercih edilmektedir. Hafiflik, güzel görünüm, darbeyi vücuda çok sert aktarmayacak şekilde ergonomik şekillendirme tüfek imalatçıları için önemli tasarım kriterleridir. Dipçik omuzdan destek alması için uzundur. 14

27 2.2.2 Gövde Gövde dipçik ile namlu arasında kalan ve içerisinde tetik tertibatı, fişek sürme, alma, boş kovan atma kısımlarını bulunduran ana bölümdür (Şekil 2.2). Bunu bazı üreticiler kasa olarak da adlandırmaktadır. Dipçik ve namlu arasında bağlantıyı ve geçişi sağlayan tüfeğin önemli bir kısmı olmakla birlikte tüfeğin rijitliğini de sağlamaktadır. Gövdenin önemli görevlerinden birisi de tüfeğin hareketli parçalarını su, toz, nem, darbe gibi dış etkilerden korumaktır. Şekil 2.2: Tüfek gövdesi. Silahı ateşlemek için parmakla basılan kısmı tetik, tetiğin ucunda fişek tabanındaki kapsüle vuran ve ateşleyen sivri uç perkütör (iğne-horoz) tetik tertibatının ana parçalarıdır (Şekil 2.3). Şekil 2.3: Tüfek tetik tertibatı. Mekanizma, tüfeğin kasası içinde ileri geri hareket ederek fişeği namluya yerleştiren, iğne ve kilidi bünyesinde bulunduran tertibattır (Şekil 2.4). Mekanizma ile birlikte hareket eden kilit, ateşleme pozisyonunda namlu kepi üzerinde açılmış olan kilit boşluğunu kapatarak (kilitleme pozisyonu) mekanizmanın fişek yatağı içerisinde hazır bekleyen dolu fişeği patlama öncesi desteklemesini sağlar (Şekil 2.5). 15

28 Kilit Tırnak İğne Şekil 2.4: Mekanizma grubu ve kilit parçasının görünüşü. Horoz Mekanizma Kilit Namlu kepi İğne Fişek Tırnak Mandal Kurma (sürgü) kolu Şekil 2.5: Ateşleme öncesi mekanizma içinde kilitin pozisyonu (Url-2, 2010). Av ve spor tüfeklerinde özellikle patlamanın gerçekleştiği namlunun arka kısmında bulunan fişek yuvası, tetik ve kilit mekanizmalarını oluşturan parçalar en fazla zorlamaya maruz kalan kritik parçalardır. Bu parçaların erken hasarı tüfek kalitesini önemli oranda etkilemekte ve kaliteyi düşürmektedir. Bu nedenle bu bölgedeki kritik parçaların erken hasarının giderilmesi gerekmektedir. Bunun için bu kısımlarda yüksek mekanik özellik kazandırılmış çelik malzemelerin kullanımı tercih edilir (Varol, 2008). Kilit, TSE EN de belirtildiği üzere 18NiCrMo5, 42CrMo4 ve 34CrMo4 alaşımlı çelikten üretilmektedir. Kilit malzemesi AISI4340 veya AISI4140 olup bu malzeme özellikle uçak sanayinde, tokluk ve yüksek mukavemet gerektiren yapısal tasarımlarda çok tercih edilir. Isıl işlem karakteristiği iyi olup düşük alaşımlı çelikler, nikel (Ni), krom (Cr) ve molibden (Mo) içerir (Özmen, 2007). İğne, fişek yatağı içerisine yerleştirilen kapsülün patlamasını sağlayan çelik parçadır. Islah çeliğinden imal edilebilir. İğne uç ve arka kısımları indüksiyon ile veya komple 16

29 sementasyon ile (45 50) HRC sertlik değerleri arasında sertleştirilebilir. Tırnak, boş fişeği patlamadan sonra kavrayarak kasa penceresinden dışarıya çıkartan parçadır. Alaşımlı çelikten imal edilebilir. Sürgü kolu, Fişek patlatıldıktan sonra namlu içindeki gaz deliklerinden gaz halkasına dolan gazın basınçlı bir şekilde pistonu ittirmesiyle oluşan doğrusal hareketi tetik grubu, mekanizma grubu ve tutkuculara ileterek tüfeğin tekrar kurulmasını sağlayan önemli bir parçadır. (Şekil 2.6) Sürgü kolu TSE EN de belirtildiği üzere 18NiCrMo5, 42CrMo4, 34CrMo4 alaşımlı çelikten üretilmektedir (Özmen, 2007). Şekil 2.6: Sürgü kolu Namlu Namlu, silahın en önemli parçalarından biri olup, fişek içindeki barutun ateşlenmesi sonucu meydana gelen gaz basıncı ile hız alan saçmaları veya tek kurşunu hedefe yönelten, çelikten yapılmış bir elemandır. Ülkemizde, tek namlulu av tüfeklerine tekli, çift namlulu av tüfeklerine ise çifte denilmektedir (Çelikel, 2008). Namlu uzunluğu, fişek yatağı başından namlu ağzına kadar olan uzaklıktır. Av tüfeğinin uzunluğu cm arasında değişir. Namlu uzunlukları ise cm arasında değişmektedir. Fakat büyük çoğunluğunun namlu uzunluğu yaklaşık cm arasındadır (Özaslan, 2009). Namludan mermi çekirdeği ile birlikte alev, sıcak gazlar, is, yanmamış veya kısmen yanmış barut partikülleri, av tüfeklerinde saçmalar ve tapa çıkar. Namlu ağzından çıkan fişeğin o andaki hızı namlu çıkış hızı olarak bilinir. Bu hız barutun miktarına, yapısına, mermi çekirdeği veya av tüfeklerinde tapanın namluya uygunluk derecesine, barutun yanma kabiliyetine bağlıdır. Farklı kalibredeki av tüfeklerinde namlu çıkış hızları büyük değişiklik göstermez. Doldurulan saçmaların büyüklük ve ağırlığına bağlı olarak hızlarda düşük dereceli bir değişkenlik söz konusudur. 17

30 Saçmalar ne kadar büyükse, uzun mesafelerde o kadar etkilidir. Keza küçük saçmalara göre hızlarını daha iyi koruyabilirler (Çakır, 1997). Namlu çapı, fişeğin sürüldüğü yatağın önündeki konik kısmın bittiği ve namlu silindirinin başladığı yerdeki kesitin iç çapıdır (Çelikel 2008). Av tüfekleri namlu çaplarına göre TS 870 de 4, 8,1 0, 12, 14, 16, 20, 24, 28, 32, 36 kalibrelik olmak üzere on bir sınıfa ayırmıştır. Müsabaka için kullanılanlar için ise skeet ve trap olarak iki sınıf belirlemiştir. Av tüfeklerinde namlu çapını (kalibre), genelde 453,6 g kurşunun eşit büyüklükte ayrılan kürelerinin sayısı gösterir. Örneğin 453,6 g kurşundan 12 adet eşit çaplı küre çıkartıldığında, tüfeğin kalibresi 12 dir. Söz konusu kurşun kütlesinden eşit çaplı 20 küre çıkartıldığında kalibresi 20 olur. Bu sistemin dışında namlu çapları mm ya da inç cinsinden ifade edilebilirler (Örn. 0,410 inç ve 9 mm) (Özaslan, 2008). Ülkemizde yaygın olarak üretilen av ve spor tüfekleri genellikle 12 kalibredir. Fişek yatağı, namlunun baş tarafında içine fişek konulan kısım olup, namludan biraz daha geniştir. Fişek yatağı ile namlu arasında kısa ve daralan yapıda birleştirme konisi bulunur. Bu kısım fişekteki saçmaların düzgün bir şekilde boruya aktarılmasını sağlar. Çeşitli markalardaki av tüfeklerinin mekanik yapıma bağlı olarak aynı kalibredeki namlu çapı ölçümlerinde küçük farklılıklar bulunabilir. Örneğin iki farklı firma tarafından yapılan 12 kalibre tüfeklerin namlu çapları arasında 0,06 cm lik bir sapma olabilir. Ayrıca saçmaların büyüklüğünün namlu çapını gösteren sayı ile hiçbir ilişkisi bulunmamaktadır. Namlu çapı arttıkça fişek çapı da artacağından fişekteki saçma sayısı da artacaktır. Her tüfeğin namlusunda tüfeğin kalibresi ve fişek yatağı uzunluğu belirtilmektedir. Örneğin; bir av tüfeğinin namlusunda 12/70 ibaresi varsa bu tüfeğin 12 kalibre ve fişek yatağının uzunluğunun 70 mm olduğu anlaşılır. Bu tüfekte 65 mm ve 70 mm fişek kullanılabilir. Burada bahsedilen uzunluk fişeklerin boş ve açık durumdaki uzunluğudur. Burada dikkat edilmesi gereken önemli bir husus, fişek yatağına uygun fişeklerin kullanılması gerektiğidir. Uygun fişek kullanılmadığı durumda, ateş edildiğinde fişek yatağı önündeki konik kısım fişeğin açılmasına izin vermeyebilir. Böyle bir durumda tıkanan namlu nedeniyle sıkışan yüksek basınçlı gaz, silah ve atıcı için büyük bir tehlike oluşturacaktır. 18

31 Şok, namlunun uç kısmında, çıkan saçmaların fazla dağılmasını engellemek için namlunun iç çapının daraltılması işlemidir. Bu daraltma, namlu boyunca olabileceği gibi sadece namlu ucunda da olabilir. Şok uygulaması av tüfeklerinin namlularına imalat sırasında yapılabildiği gibi, silindirik namlulara sonradan vidalanabilen mobil şok düzenekleri de bulunmaktadır. Şok sayesinde daha yüksek bir namlu çıkış hızı oluşmakta ve saçmalar toplu olarak daha uzun bir mesafe kat ederek isabet ve tesir yüzdesi artmaktadır. Saçmalar bu daralmış kısımdan geçerken, saçmaların dış kısımları içeriye doğru ivme kazanmaktadır. Böylelikle saçmalar namlu ağzından uzaklaşırken daha uzun bir mesafeye toplu olarak gidebilmektedir (Özmen, 2007) Av Tüfeklerine Ait Doldurma Tertibatları Sürgülü Doldurma Tertibatı Sürgülü doldurma tertibatı, gövde içinde namlu yönünde bir kol aracılığı ile ileri geri hareket ettirilerek ateşleme sistemini kuran iğnesi, kurma yayı ve tırnağı bulunan ve tüfeği doldurup kuran, kilitleyen ve boşaltan tertibattır Pompalı Doldurma Tertibatı Pompalı doldurma tertibatı, tek namlulu tüfeklerde el kundağının ileri geri hareket ettirilmesi sonucu kurma parçasını çalıştırarak boş kovanı dışarı atan, yerine dolusunu süren, horozun kurulmasını sağlayan ve namluyu kilitleyen tertibattır Yarı Otomatik Doldurma Tertibatı Yarı otomatik silahlarda amaç, boş kovanın atılması ve yerinin yenisi ile doldurulması ile ilgili yapılması gereken işlemlerin, kullanıcının müdahalesi olmaksızın yapılmasıdır. Tüfeklerde bunu yapmak için geri tepmeli ve gaz kaçırmalı sistemler kullanılır (Gözlük, 2001). Gaz kaçırmalı yarı otomatik doldurma tertibatı, kurma kolu vasıtasıyla fişek haznesindeki dolu fişeği namlu fişek haznesine süren, ateşleme sistemini kuran ve kilitlenen, atış sonucu meydana gelen gaz basıncının geri tepmesiyle çalışır. Otomatik doldurma tertibatı gaz basıncının namlu ortalarındaki iki delikten geçerek pistonu geri itmesi sonucu boş kovanı dışarı atıp sistemi tekrar kuran ve kilitlenen (gazlı) tüfeklere ait tertibattır. Av esaslı kullanılan yarı otomatik av tüfeğinin kurma kolundan verilen ilk hareket ile sürgü kolu mekanizmayla birlikte hareket ettirilir. Mekanizmanın bu hareketi 19

32 magazin borusu üzerindeki otomatik icra yayında bir miktar hareket enerjisi depolamasına ve tetik grubunun kurulmasına imkan tanır. Kurma kolundan verilen bu ilk hareket enerjisi tutucular serbest bırakılıncaya kadar tüfekte depolanan statik enerjidir. Tüfek bu pozisyonda iken doldurulup tutucu serbest bırakılır. Mekanizma sürgü koluyla beraber ileri doğru hızlı bir şekilde hareket ederek ilk fişeği namlu çıkış pozisyonuna getirir (Şekil 2.7). Şekil 2.7: Ateşleme öncesi (kilitli pozisyon) kilitin konumu (Özmen, 2007). Tetiğe dokunulup tetik grubu harekete geçirildikten sonra horoz mekanizma grubu üzerindeki iğneye çarparak fişeği patlatır. Namlu fişek yatağı içerisinde meydana gelen bu şiddetli patlamanın etkisiyle kurşun parçacıkları namlu içerisinde çok yüksek bir hızda hareket ederek namluyu terk eder. Şekil 2.8: Ateşleme sonrası (açık pozisyon) kilitin konumu (Özmen, 2007). Patlamanın şiddetiyle namlu içerisinde oluşan yüksek basınçtaki gazın bir kısmı gaz halkası üzerindeki deliklerden geçerek pistonun yüzeyine etki ederek mekanizma grubunu harekete geçirir. Regülatör üzerine bağlı olan sürgü kolunun bu geri hareketi otomatik icra yayını sönümleyip mekanizma grubunun kasa arka takozuna ve dolayısıyla kilide çarpıncaya kadar devam eder (Şekil 2.8). Böylece tüfek tekrar kurulmuş olur. Tetiğe her dokunuşta bu işlem seri olarak tekrarlanır. 20

33 2.2.5 Av FiĢekleri Av fişeği, TS 870 e göre imal edilen yivsiz av tüfeklerinde kullanılan, içerisine konan av saçmasını sevk etmek için; kapsül, barut, keçe-kağıt-plastik tapa, karton - plastik pul, diplik ve takviyeden oluşan kağıt veya plastik tüplü silindirik mamuldür (Özmen, 2007). Av fişekleri, dip kısmında kapsül bulunan silindir şeklinde bir kovan ve onun içinde barut, tapa, ve saçmalardan (ya da tek kurşun) oluşmakta olup genellikle 6 8 cm uzunluğundadır (Çelikel, 2008). Pul Düz kapama Saçma Tapa Av barutu Diplik Dip takviye Tüp Yüksük Kapsül Tırnak Şekil 2.9: Kağıt kovanlı av fişeği (Özmen, 2007). Kovan, av fişeğinin kağıt veya plastikten yapılan tüp şeklindeki gövdesidir. Kovan taban kısmı pirinçten yapılmış olup diplik olarak adlandırılmaktadır. Farklı yapıda diplikler de olabilir. Silindir gövde plastik veya kartondan olabilir. Kovanın uç kısmı plastik gövdenin içe doğru kıvrılması ile ya da disk şeklinde plastik veya karton bir kapakla (pul) kapatılmıştır. Bu kapak üzerinde bulunan rakamlar kullanılan saçmaların büyüklüğünü belirler. Silindir gövde üzerinde bulunan yazılar ve rakamlar da fişeği tanımlayıcıdır (Çelikel, 2008). Tırnak, atıştan sonra boş av fişeğinin namludan çıkartılmasına yarayan dipliğin çıkıntısıdır (Özmen, 2007). Kapsül, yapısal olarak yivli silah mermilerinde bulunan kapsüle benzemekle birlikte daha büyüktürler. Kovanın dip kısmında bulunan tablada yer almaktadır. Kendisine çarpan iğnenin etkisiyle oluşan alevle barutun yanmasını sağlar. Kapsüllerde günümüzde genellikle kurşun stifnat, baryum nitrat ve antimon sülfat kullanılmaktadır. Bunlar çok kolay alev alabilen maddelerdir. Barut, kolay alev alabilen yanıcı bir madde olup kapalı ortamda yandığında ilk hacminin çok üzerinde gaz oluşturması nedeniyle meydana getirdiği basınç, mermi 21

34 çekirdeğinin hızla fırlatılmasını sağlar. Küresel, çubuk, tek delikli, çok delikli, pul gibi değişik şekillerde bulunabilir. Bileşimleri açısından iki tür barut bulunmaktadır: 1- Kara Barut: Dumanlı barut da denir. Bu tip barut kömür, kükürt ve güherçileden oluşmakta olup oranları yaklaşık olarak sırayla %15, %15, %70 dir. Yandığında çok fazla artık bırakır ve ilk hacminin ortalama 300 katı kadar gaz meydana getirir. Kapalı ortamda çabuk yanar. Oluşan gaz artıkları arasında; karbonmonoksit, kükürtlü hidrojen, azot, karbondioksit ve metan, katı artıkları içerisinde de; potasyum karbonat, potasyum sülfat, potasyum sülfür, potasyum sülfosiyanür, potasyum nitrat, kükürt ve karbon yer almaktadır. Bu tip barut günümüzde artık bazı av tüfekleri ve toplu tabancalar dışında kullanılmamaktadır. 2- Beyaz Barut: Dumansız barut da denir. Bu tür barutlar tek bazlı ve çift bazlı olmak üzere iki tiptir. Tek bazlı olanların ana maddesi nitroselülozdur. Çift bazlı ise nitroselüloz ve nitrogliserin ihtiva etmektedir. Beyaz barut yandığında hacminin yaklaşık katı kadar hacimde gaz oluşturabilmektedir. Gaz artıkları arasında genellikle; karbondioksit, karbonmonoksit, azot, hidrojen ve metan, katı artıkları arasında ise nitritler, nitratlar, karbon ve klorür bulunmaktadır. Tapalar, barut ile saçma tanelerinin karışmalarını önlemek ve atış sırasında saçma tanelerinin namlu içine hızla düzgün bir şekilde sevk edilmeleri amacıyla bulunurlar. Barutu dar ve sınırlı bir alanda sıkıştırarak birden tutuşmasını sağlamak patlama gazlarının etkisini artırmak amacıyla kullanılır. Genellikle keçe yada plastikten yapılmışlardır. Plastik olanların da çeşitli türleri bulunmaktadır. Son yıllarda tüp şeklinde saçmaları içinde tutan tapalar (power piston) yaygınlaşmıştır. Av fişeğinin ağzı ince bir disk ile kapatılmıştır. Bu da üst tapadır. Fişek ağzı bu tapanın üzerinde, içe doğru kıvrılmıştır. Bu tapanın üzerinde genellikle saçmaların numarası yazılıdır. Saçmaları fişeğin içerisinde tutarlar Saçmalar, yapısal olarak çeşitlilik göstermektedirler. Saf kurşundan yumuşak, antimon ya da kalay katılarak sertleştirilmiş kurşun, bakır ya da nikelle kaplanmış kurşun, çelik, bizmut, tungsten yapılı saçmalar bulunmaktadır. Saçmalar çaplarına göre iki ana gruba ayrılmaktadır: Saçma tanelerinin büyüklüğü avlanacak hayvanın cinsine göre değişmektedir (Çelikel, 2008). Bazı av fişeklerinin oluşturduğu basınç değerleri Tablo 2.1 de verilmektedir. 22

35 Tablo 2.1: Av fişekleri basınç değerleri (Özmen, 2007). Kalibre P max (ort) (Bar) P kritik (Bar) Tüfek Standartları Tüfeklerle ilgili ilk standart 1926 da ABD de spor amaçlı silahlar ve mühimmat üreticileri enstitüsü tarafından geliştirilmiş ve bugüne kadar önemli değişiklikler yapılarak güncelleştirilmiştir. Tüfeklerin üretimine başlanmasından günümüze kadar çok az sayıda silah kalibre büyüklüğü mevcutken günümüzde standardize edilmiş 10, 12, 16, 20, 28 ve 67 kalibreler ile sınırlandırılmıştır. Her ne kadar dünya çapında tek bir standarda doğru yönelme mevcutsa da tüfek fişek yuvası boyutları ülkeden ülkeye ve imalatçıdan imalatçıya büyük değişiklikler göstermektedir. Günümüzde tüfekler kısa fişek yuvasına sahip olup, güçlü fişeklerin kullanıma girmesi ile fişek yuvası bölgesinde yüksek basınç değerlerine erişilebilmektedir. Ülkemizde av ve spor amaçlı tüfeklerin yapısı ile ilgili yasal mevzuat 1981 yılında çıkan 2521 sayılı Avda Ve Sporda Kullanılan Tüfekler, Nişan Tabancaları Ve Av Bıçaklarının Yapımı, Alımı, Satımı Ve Bulundurulmasına Dair Kanun ile düzenlenmiştir. Bu kanunda Yivsiz av tüfekleri: Avda ve atıcılık sporunda kullanılan ve namlularında yiv-set bulunmayan tüfeklerdir olarak tanımlanmaktadır. Bu kanunda imal edilen silahların sahip olması gereken standartlar 1998 yılında düzenlenmiştir. TS 870 standardı olarak bilinen bu standart üreticilerin ihtiyaçlarını karşılamaktan uzaktır. Standarda göre tüfek parçalarında kullanılan malzemeler (Tablo 2.2) ve bu parçaların sahip olması gereken sertlik değerleri Tablo 2.3 de verilmiştir. 23

36 Tablo 2.2: Av tüfekleri parçalarının yapıldığı malzemeler (TS 870). Parça adı Namlu Kubuz Tetik, horoz, fişek haznesi, kilit parçaları, mekanizma, şerit, şoklar, cıvata ve benzerleri Yaylar İğne ve pimler Kundak ve el kundağı Köprü Yapıldığı malzemenin kısa adı Islah çeliği (C60, 42CrMo4, 34CrMo4, 32CrMo12) Genel yapı çeliği Alüminyum alaşımı (7075 T6) Genel yapı çeliği Islah çeliği(c22, C45, C50, C60, 18NiCrMo5, 42CrMo4, 34CrMo4) Yay çeliği Islah çeliği(c22, C45, C50, C60), otomat çeliği Rutubeti en çok %8 13 kayın veya ceviz ağacı veya plastik malzeme Genel yapı çeliği, Plastik malzeme Tablo 2.3: Av tüfekleri parçalarının sertlikleri (TS 870). Parça Adı Sertlik Değeri (HB) Namlu Horoz İğne Mekanizma Av ve Spor Tüfeği Ġmalatı Dünya silah sanayinde av tüfeği sektöründe 130 civarında Türk firması imalat gerçekleştirmektedir. Bunlardan 20 ye yakını dünyanın çok değişik ülkesine ihracat yapmaktadır. Türkiye de üretilen tüfeklerin çeşitli parçalarının yaklaşık yüzde 80 i fason olarak Burdur daki atölyelerde üretilmekte, Beyşehir ve Düzce de tüfek haline getirilmektedir (DPT, 1996). İmal edilen tüfeklerin yaklaşık %7-10 u iç piyasada geri kalan kısmı ise ihraç edilmektedir yılı verilerine göre iç piyasada ve dış piyasada av tüfeği satışı gerçekleştirilmiştir. Başta ABD olmak üzere Avrupa ülkeleri, Kanada, Lübnan, Ürdün ve Türk Cumhuriyetlerine tüfek ihraç edilmektedir (Url-3, 2009). Uluslararası piyasalarda farklı ülkelerden irili ufaklı pek çok silah imalatçısı firma bu alanda rekabet etmektedir. Rekabet hem kalite, hem de fiyat alanında yaşanmaktadır. Uzun yıllara dayanan geçmişi olan, kalitesi ile markalaşmış pek çok yabancı 24

37 imalatçılar ile rekabet edebilmek için silah fabrikalarının teknolojilerinin, üretim ve yönetim anlayışlarının üst düzeyde olması gerekir. Aksi halde ülkemiz silah sanayi uluslararası piyasalarda kalıcı olamaz. Yüksek kaliteli bir silah ile düşük kaliteli bir silahın ayrıldığı temel noktalar malzeme, işçilik kalitesi ve kullanılan malzemelerin gördüğü dayanım artırma işlemleridir. Ülkemizdeki işçilik kalitesi iyi olmasına karşın silah imalatçıları özellikle nitelikli çelik malzemelerin tedariki ve ısıl işlem konusunda sıkıntı yaşamaktadırlar. Ateşli silahlarda özellikle patlamanın gerçekleştiği namlunun arka kısmında bulunan fişek yuvası, tetik ve kilit mekanizmalarını oluşturan parçalar en fazla zorlamaya maruz kalan parçalardır. Bu parçaların imalatında kullanılan malzemelerin bin atıma dayanacak nitelikte olması gerekmektedir. Bunun için bu kısımlara yüksek mekanik özellik gösteren çelik malzemelerin kullanımı tercih edilir. Ancak bu çelik malzemelerin de istenen dayanım özelliklerini sağlamaları için uygun ısıl işlemden geçirilmesi gerekmektedir. Isıl işlem çok hassas bir işlem olup parçaların niteliği üzerinde belirleyici öneme sahiptir. Bu açıdan kaliteli tüfek ile kalitesiz tüfek arasındaki farkın yaratıldığı kilit noktalardan birisi burasıdır. Isıl işlemi etkileyen çok sayıda parametre oluşu işlemin kontrolünü zorlaştırmaktadır. Ancak seri imalatta üretilen parçalar arasında kalite bakımından fark mümkün olduğunca az olmalıdır. Parça geometrisi, ısıl işlemin yapıldığı fırının ısıl kararlılığı ve atmosferik ortam, ısıl işlemi etkileyen en önemli parametrelerdir denilebilir. Herhangi bir parçada çok iyi netice veren bir ısıl işlem bir başka parçada, parça içi gerilmeler oluşumuna sebep olmakta ve istenmeyen kırımlar oluşabilmektedir. Bir fırında belirli şartlarda çok iyi sonuç veren bir ısıl işlem benzer başka bir fırında aynı parametreler kullanıldığında çok farklı sonuçlar verebilmektedir. 25

38 3. AV TÜFEĞĠ KRĠTĠK PARÇALARINDA KULLANILAN ÇELĠKLER VE BU ÇELĠKLERE UYGULANAN ISIL ĠġLEMLER 3.1 Malzeme Seçimi Ġle Ġlgili Temel Bilgiler Malzeme seçimi önemli bir konudur. Günümüzde yetmiş bin demir esaslı malzeme olmak üzere yüz binden fazla kullanılan geniş bir malzeme spektrumu vardır. Ayrıca günlük hayatta karşılaştığımız ve sık kullanılan araçlarda çok sayıda malzeme kullanılabilmektedir. Çok sayıda malzemenin bir araya getirildiği karmaşık sistemlerin her biri önemli görevleri yerine getirmektedir. Dolayısı ile bu malzemelerin doğru seçilmesi, bulundukları yerdeki şartlara uygun seçilmesi çok önemlidir. Eğer böyle yapılmaz ise, çalışma sırasında sistemin söz konusu parçası kırılıp can ve mal kaybına sebep olabilir. Malzeme seçimi bir problem çözme işidir. Önemli olan ilgili yerde kullanılacak malzeme için gerekli özellikler ortaya konduktan sonra, bu özellikleri en iyi, en kararlı en ucuz bir şekilde sağlayacak optimum malzemenin seçilmesi ile malzeme seçimi probleminin çözülmesidir. Her malzemenin seçimi bazı seçim elemanlarını ve adımlarını gerektirir (Şekil 3.1). Problem analizi (Malzemelerin gerekli özelliklerinin analizi) Alternatif çözümlerin formülasyonu (Aday malzemelerin seçimi) Alternatiflerin geliştirilmesi (Adayların geliştirilmesi) Karar (Gerekli özelliklere en iyi uyan malzemenin seçimi) Şekil 3.1: Malzeme seçme işleminde uygulanan adımlar (Fındık, 2008). 26

39 Malzeme seçiminde göz önüne alınacak genel faktörler vardır. Bunlar: mekanik mukavemet, süneklik, imal edilebilirlik, özel özellikler ve maliyettir. Birçok uygulama bütün bu faktörleri gerektirmez. Bazı uygulamalarda ek faktörlerin de göz önüne alınması gerekebilir (Fındık, 2008). Malzemelerin davranışı, bileşim, iç yapı, çalışma koşulları ve bunların kendi aralarında etkileşimleri tarafından tanımlanmaktadır. Malzeme özelliklerini; malzemenin bileşimi, atomlar arası bağlar, kristal yapısı ve mikro yapısı belirler (Aydoğan, 2003). Bütün malzemelerin iyi performans gösterdikleri ancak tatmin edici kullanılmadıkları limitleri vardır. Sıcaklık, çevresel koşullar, uygulanan gerilmenin derecesi ve diğer faktörleri de içine alan imalat ve çalışma koşullarını bilmedikçe ve anlamadıkça uygun malzemeyi seçmek çok kolay değildir. Eğer değişik malzemelerin çalışma koşulları ve özellikleri hakkında anlaşılır derecede bilgi varsa, geçmiş deneyimler bize tatmin edici bir çalışma ömrü elde etmek için zorluklar ve tehlikeler arasında çalışılacağını gösterir. Malzeme seçiminde genellikle sorulan bir soru da malzemenin çalışma sırasında uygulanan gerilmelere dayanıp dayanamayacağı sorusudur. Genellikle birinci seçim kriteri mukavemet iken, sertlik, korozyon dayanımı, elektriksel iletkenlik, manyetik karakteristikler, ısıl iletkenlik, özgül ağırlık mukavemet-ağırlık oranı veya başka özellikler olabilir. Genellikle, malzeme seçiminde kullanılan kriter sadece bir tek özellik değil bazı kimyasal, fiziksel, mekanik özelliklerin kombinasyonu ve ekonomik faktörlerdir. Malzemenin nitelikleri göz önüne alınmadan, eğer malzeme kolay elde edilebilir değilse bir tasarım için malzeme seçimi yapmak mantıksızlıktır. Burada sözü edilen elde edilebilirlik, malzemenin fiyatı ve istenilen şekli alabilmesidir. Sadece dökümle elde edilebilen bir malzeme kesinlikle haddeleme, tel çekme veya değişik imalat biçimlerinde kullanılamaz. Üretilebilirlik, elde edilebilirlik ile sıkı sıkıya bağlantılıdır. Bir malzeme ticari olarak, istenilen imalat türünde elde edilemeyebilir, ancak küçük boyutlarda sıralı geliştirme tipli işlemlerden geçirilecek istenilen form kazandırılabilir. Yine de genellikle şekil verme, birleştirme vb. özel önlemler gerektirmeyen standart yöntemlerle imalat yapılabilecek malzemeleri tercih edilir. İmalat işlemlerinin dış şartlardan da iyi performans göstermesi arzu edilen bir durumdur. 27

40 Her durumda, özel bir uygulama için malzeme seçiminde son karar ödün vermeyi gerektirir. Bazı uygulamalarda nispeten daha az malzeme içinden seçim yapmaya sınırlayan özel koşullar vardır. O halde daha önce tartışılan birbiri ile çelişen faktörler arasında bile ödün mevcuttur. Hemen hemen bütün örneklerde verilen ödün ve seçimde son karar ekonomik nedenleri göz önüne almayı gerektirir. Bir imalat yönteminden diğerine geçişte genellikle aynı zamanda tasarımda da değişiklikler vardır. Tasarımlar imalat yöntemlerine uygun yapılırlar. Bazı hallerde aynı temel tasarım korunurken, maliyeti azaltma fırsatı vardır. Tasarımcılar, esasen bilgi eksikliği yüzünden ağırlıklı bölgeleri gerekenden daha çok kullanmışlardır. Malzemeler hakkında daha fazla bilgi elde etmek mümkün hale geldiği ve tahribatsız deneyler daha mükemmelleştirildiği için tasarımda malzeme kullanımında maksimum verime yaklaşmak mümkündür. Minyatürleştirme de diğer bir olasılıktır. Genellikle elektrik ve elektronik parçalarda kullanılmasına rağmen, aynı düşünce başka malzemelere de daha küçük, daha sağlam ve daha güçlü araçlar elde etmek ve maliyette hissedilir bir düşüş sağlamak için uygulanabilir. Av ve spor tüfeklerinin kritik parçalarında genellikle ıslah çelikleri tercih edilmektedir. En yaygın tercih edilen türleri AISI4140 ve AISI4340 dır. Bu malzemelerin satın alındıkları andaki mekanik özellikleri çoğu zaman yeterli değildir. Bu nedenle bu çelikler ısıl işlemlerle daha iyi mekanik özellikli hale getirilirler. Yarı otomatik av tüfeklerinin mekanizmalarında kullanılan kilit parçasının imalatında kullanılacak ıslah çeliğinin seçimi oldukça önemli bir konudur. Bunun için bu çeliklere uygulanan ısıl işlemler sonucu elde edilen mekanik özelliklerin bilinmesi gereklidir. Mekanik deneyler sonucu elde edilen bu özelliklerin karşılaştırılması ve bunun sonucunda en uygun malzemenin seçilmesi gerekmektedir. Malzeme seçimi ile birlikte bu malzemeye uygulanacak ısıl işlem çevrimine de karar verilmiş olur. İmalatın başarıya ulaşma şartı iyi malzeme, iyi tasarım ve iyi ısıl işlemdir (Çakmak, 1999). Bu nedenle ıslah çelikleri ve özellikle AISI4140 ve AISI4340 türlerinin ısıl işlemlerle değişen mekanik özelliklerinin detaylı olarak bilinmesine ihtiyaç vardır. 28

41 3.2 AISI4140 Çeliği AISI4140 yaygın olarak krom-molibden çeliği olarak bilinmektedir. AISI4100 serisinden olan çelik, düşük alaşımlı yapı çeliği, dövme kalite çelikler, orta karbonlu çelik ve alaşımlı çelikler sınıfına girmektedir. İçerdiği krom ve molibden elementleri yüksek sıcaklık dayanımı sağlar (Varol, 2008). Krom ilavesi aynı karbon miktarına sahip sade karbonlu çeliklerin sertleştirilebilirlik, dayanım ve aşınma direncini de artırır. Buna karşın düşük alaşımlı yapı çeliklerine kromun ilavesi bu çeliklerin aynı şartlar altında temper kırılganlığına hassasiyet eğilimini artırır (Url-5,). Düşük alaşımlı çelik sınıfından olan malzeme % 0,4 C içeriğine bağlı olarak ısıl işlem ile sertleştirilebilir. Aşınma dayanımı yüksek yüzey tabakası oluşturulup cıvata, somun, dişli, mil ve aks gibi yüzeyi sertleştirilmiş parça üretiminde de tercih edilir (Varol, 2008). Bu malzeme ayrıca otomobil ve uçak yapımında, krank mili, aks mili ve kovanı, yivli millerin imalatında, basınçlı kaplar, uçak yapı elemanları, otomobil aksları ve benzer uygulamalar için uygundur (Kraus, 1990). AISI4140 alaşımının sürekli soğutma dönüşüm diyagramında, % 0,40 C çeliğinin faz dönüşümünü modifiye etmekte molibdenin etkisi kromun ilavesi ile özellikle de bu miktar % 0,7 yi aştığında genişletilmiştir. Ostenitten martenzite ve ostenitten beynite dönüşüm için sıcaklık ve zaman aralığı genişletilmiş ve krom ilavesiyle M s sıcaklığı düşürülmüştür. Çelik alaşımının sertleşebilirliği de krom ilavesi ile artırılır ve krom molibdenli çelik alaşımlarında ostenitten perlite dönüşümünde büyük bir erteleme vardır (Tekin, 1981). AISI4140 çeliğinin standartlardaki kimyasal bileşimi Tablo 3.1 de, verilmiştir. Tablo 3.1: AISI4140 kimyasal bileşimi (Sackelford ve Alexander, 2001). P S Element C Si Mn Cr Mo Ni ençok ençok % 0,38-0,15-0,75-0,80-0,15 0,035 0,040 - ağırlık 0,43 0,30 1,00 1, AISI4140 çeliğinin mekanik özellikleri, temperleme sıcaklığına bağlı olarak değişmektedir (Demir, 2008). AISI4140 çeliğinde görülen ve temperleme sıcaklıkları sonrası elde edilen sertlik, akma ve çekme dayanım değerleri ile kopma uzaması ve kesit daralması değerleri Tablo 3.2 de verilmiştir. AISI4140 sıcak şekillendirme ve ısıl işlem sıcaklıkları Tablo 3.3 deki gibidir. 29

42 Temperleme Sıcaklığı (ºC) Tablo 3.2: AISI4140 mekanik özellikleri (Pope, 1997). Akma Dayanımı (MPa) Çekme Dayanımı (MPa) Kopma Uzaması (%) Kesit Daralması (%) Sertlik (HB) , , , , , , , , , , Tablo 3.3: AISI4140 sıcak şekillendirme ve ısıl işlem sıcaklıkları (Url-4, 2009). ĠĢlem Sıcak Şekillendirme (Dövme) Normalizasyon Yumuşak tavlama Yumuşak tavlama (perlitik yapı için) Sertleştirme ortamı ve Suda: C soğutma sıcaklığı Yağda: C Temperleme 540 C-680 C Gerilme Giderme 120 C-200 C Sıcaklık 1050 C (başlangıç) max C bitiş 840 C -880 C (Havada soğutma) 720 C ye ısıtılır bunu takiben 680 C ye ani soğutularak 8 saat beklenir 845 C ye ısıtılır bunu takiben 755 C ye ani soğutulur Tablodan anlaşılacağı gibi en yüksek sertlik değeri 578 HB olup 205 ºC de temperleme ile elde edilmiştir. Artan temperleme sıcaklığı ile sertlikte azalma görülmektedir. En düşük sertlik değeri 705 ºC de temperleme ile elde edilmiştir. Elde edilen en yüksek akma dayanımı değeri en düşük temperleme sıcaklığında elde edilmiştir. Çekme dayanımı değerleri için de aynı durum geçerlidir. % kopma uzaması ve % kesit daralması değerleri ise artan temperleme sıcaklığı ile artmıştır. Elde edilen en düşük % kopma uzaması değeri (%11,0) 205 ºC de temperleme şartlarında iken 705 ºC de temperlemede bu değer % 23,0 olmuştur. % kesit daralması ise % 42 den % 65 e çıkmıştır. 30

43 3.3 AISI4340 Çeliği AISI4340 çeliği nikel-krom-molibden çeliği olarak bilinmektedir. AISI4300 serisi bir çelik olup, düşük alaşımlı yapı çelikleri, dövme kalite çelikler, orta karbonlu çelik ve alaşımlı çelikler sınıfına girmektedir. Düşük alaşımlı çeliklere %1,8 Ni, %0,5 0,8 Cr ve %0,20 Mo ilave edilerek 43XX sınıfı alaşım serileri oluşturulur. Kroma kombine edilmiş nikel sade karbonlu çeliklerden daha yüksek elastik limite, işlenebilirliğe, darbe ve yorulma direncine sahip düşük alaşımlı çelik oluşturur. Mo ilavesi bu alaşımların temper kırılganlığına karşı hassasiyeti azaltırken sertleştirilebilirliği iyileştirir (Url-4). AISI4340 çeliğinin standartlardaki kimyasal bileşimi Tablo 3.4 de verilmiştir. Tablo 3.4: AISI4340 çeliği kimyasal bileşimi (Sackelford ve Alexander, 2001). Element % ağırlık C Si Mn P S Cr Mo Ni ençok ençok 0,38 0,15 0,60 0,70 0,20 0,035 0,040 0,43 0,30 0,80 0, ,65 2,00 Tipik kullanım alanları tasarım malzemesi olarak uçak iniş takımı dişlileri, güç iletim dişlileri, miller, pistonlar, piston kolları, bağlantı rotları, ön aks, aks kovanı, direksiyon parçaları ve diğer makine parçalarıdır. Bu açıdan dikkate alındığında daha çok darbe direncinin önemli olduğu uygulamalarda kullanım alanı bulmaktadır. AISI4340 çeliğinin mekanik özelikleri Tablo 3.5 de verilmiştir. Temperleme Sıcaklığı ( C) Tablo 3.5: AISI4340 Mekanik özellikler (Url-4, 2009). Akma Dayanımı (MPa) Çekme Dayanımı (MPa) Kopma Uzaması (%) Kesit Daralması (%) Sertlik (HB) AISI4340 ısıl işlem uygulanabilen düşük alaşımlı bir çeliktir. Önemli alaşım elemanları nikel, krom ve molibdendir. Bu malzeme uygun şartlarda ısıl işlem uygulanması durumunda yüksek dayanımın elde edilebilme kapasitesi bulunan ve 31

44 yüksek tokluk değerine sahip bir malzeme olarak bilinir. Tablo 3,6 da sıcak şekillendirme ve ısıl işlem sıcaklıkları verilmiştir. Tablo 3.6: AISI4340 sıcak şekillendirme ve ısıl işlem sıcaklıkları (Url-4, 2009). ĠĢlem Sıcak Şekillendirme Normalizasyon Yumuşak tavlama Yumuşak tavlama Sertleştirme ortamı ve soğutma sıcaklığı Sıcaklık 1050 C (başlangıç), max.850 C bitiş. 850 C-880 C (Havada soğutma). 700 C ye ısıtılır, 650 C ye ani soğutularak 8 saat beklenir. 830 C ye ısıtılır, 705 C ye ani soğutulur. Suda: Tavsiye edilmez. Yağda:830 C 860 C. AISI4140 ve AISI4340 çeliklerinin özelliklerine genel olarak bakıldığında ikisi arasında karar vermek oldukça güç görünmektedir. Ancak av ve sporda kullanılan tüfeklerle ilgi TS 870 standardı ve tetik çekildikten sonra fişeğin patlaması, namlu içinde oluşan basınç ve bunların mekanizma grubuna ve dolayısı ile kilit parçasına uyguladığı kuvvetler analiz edildiğinde seçilecek malzemenin sahip olması gereken mekanik özellikler hakkında fikir sahibi olunacaktır. Daha sonra aynı şartlarda uygulanan ısıl işlemler sonrasında elde edilen mekanik değerler karşılaştırılarak bu seçim daha kolay hale getirilecektir. 3.4 Isıl ĠĢlemler Türk standartlarına göre ısıl işlem; katı haldeki metalik malzemelere veya alaşımlara belirli özellikler kazandırmak amacıyla bir veya daha çok sayıda, yerine göre birbiri peşine zamanlanarak uygulanan ısıtma ve soğutma işlemleri olarak tanımlanmaktadır (Savaşkan, 1999). Isıl işlem teriminden, metal malzemelerde katı halde sıcaklık değişmeleri ile bir yada birbirine bağlı birkaç işlemle amaca uygun özellik değişmeleri anlaşılır. Isıl işlemde bu amaca uygun olarak, parçaların belirli bir sıcaklığa ısıtılmasına ısıtma, bu sıcaklıkta uygun süre tutmasına bekleme ve belirli bir programa uygun olarak sıcaklığın oda sıcaklığına düşürülmesine soğutma ile üç kademede özellik değişimleri sağlanır (Topbaş, 1993). Isıl işlemler tavlama ve sertleştirme olmak üzere iki grupta incelenir (Eker, 2008). Isıl işlemlerin en çok uygulandığı çelikler ıslah çelikleridir. Islah çelikleri, kimyasal bileşimleri özellikle karbon miktarı bakımından, sertleştirilmeye elverişli olan ve ıslah işlemi sonunda belirli bir çekme dayanımında yüksek tokluk özelliği gösteren, alaşımsız ve alaşımlı makine imalat çelikleridir (Çökelek, 2001). Islah işlemi, 32

45 sonuçta çelik parçaya yüksek tokluk özelliğinin kazandırılacağı, önce bir sertleştirme ve arkasından temperleme işlemlerinin bütünü olarak tarif edilir. Islah çelikleri, ıslah işlemi sonunda kazandıkları üstün mekanik özelliklerinden dolayı, çeşitli makine ve motor parçaları, dövme parçalar, çeşitli cıvata, somun ve saplamalar, krank milleri, akslar, kumanda ve tahrik parçaları, piston kolları, çeşitli miller, dişliler gibi parçaların imalinde olmak üzere geniş bir alanda kullanılırlar. Uygun ıslah çeliğinin seçimi ve doğru ıslah işleminin uygulanması çok dikkat ve tecrübeyi gerektirir. Islah işleminin iyi sonuç vermesi (istenilen tokluk veya sertlik değerine ulaşılması), kullanılan çeliğin iç yapı temizliği ile yakından ilgilidir. İçyapı temizliği, sıvı çeliğin bünyesinde erimiş halde bulunan gazlardan (hidrojen, oksijen ve azot) arındırılması ve oksit, sülfür inkluzyonlarından temizlenmesi işlemidir (Asil Çelik, 1984) SertleĢtirme Sertleştirme işlemi öncelikle çelik parçanın ostenit faz sıcaklığına kadar ısıtılması ve bu sıcaklıkta belli bir süre tutularak uygun bir ortamda hızla soğutulması işlemidir. Ostenit sıcaklığında tutma süresini çelik parçanın ostenit fazda homojen bir yapıya ulaşması belirler ve bu süre çeliğin kimyasal bileşimine bağlı olarak değişir (Asil Çelik, 1984). Ötektoid altı çelikler için tavsiye edilen ostenitleştirme sıcaklığı A 3 çizgisinin yaklaşık 30 C üzerindedir (Şekil 3.2). Ötektoid üstü çelikler için ise ostenitleştirme sıcaklığı genellikle A cm ile A 1 çizgileri arasındadır. Ötektoid üstü çelikler için bu sınırlar arasındaki sıcaklıktan yapılacak sertleştirme işlemi sonucunda mikro yapıda çözülmemiş karbür taneleri görülür. A cm çizgisi büyük bir açıyla yükseldiği için, ostenit fazda proötektoid sementitin çözülmesi için yüksek sıcaklığa çıkmak gerekir. Bu durum ostenit tane büyümesine sebep olacağından soğutma esnasında parçanın çatlama tehlikesini arttıracaktır (Çökelek, 2001). Ostenit faz sıcaklığında homojenliği sağlamak için yeterli süre bekletilmiş çelik parça, yüksek hızla soğutulursa martenzite dönüşür. Dönüşüm esnasında çeliğin kristal yapısında yüzey merkezli kübikten hacim merkezli tetragonal kristal yapısına dönüşüm olur. Hacim merkezli tetragonal kristalin boyutlarındaki oran (c/a oranı) çeliğin kimyasal bileşimindeki karbon miktarındaki artışa bağlı olarak büyür. Martenzit sertliğinin esası çeliğin kristal yapısındaki bu değişikliktir. Ostenitin martenzite dönüşümünün birkaç önemli karakteristiği vardır (Asil Çelik, 1984). Bunlar; dönüşüm difüzyonla değil bir kayma hareketi sonucudur, kimyasal bileşimde bir değişiklik olmaz, dönüşüm sadece sıcaklık azalmasına bağlıdır. Soğutma durursa dönüşüm de durur. 33

46 Yani dönüşüm zamana bağlı değildir. Martenzit dönüşümünün başlama sıcaklığı M s, sona erme sıcaklığı M f olarak bilinir. Eğer çelik parça, bu iki sıcaklık değeri arasında bir noktada tutulursa martenzit dönüşümü durur ve sıcaklık düşmedikçe dönüşüm ilerlemez. M s değeri her çelik kalitesine göre karakteristiktir ve sadece kimyasal bileşimin bir fonksiyonudur. % Fe 3 C miktarı (ağırlık olarak) Şekil 3.2: Demir-Karbon denge diyagramının çelik kısmı (Gülgen, 2008). Sertleşmenin ana gayesi minimum soğuma hızında tamamen martenzit yapı elde etmektir. Tamamen martenzit yapı verecek minimum soğuma hızına kritik soğuma hızı (V kr ) denir. Kritik soğuma hızı çeliğin kimyasal bileşimine ve ostenit tane büyüklüğüne bağlı olarak değişir. Sertleştirme sonunda elde edilecek mikro yapı ile 34

47 sertlik ve dayanım değerleri sertleştirme işlemindeki soğutma hızına bağlı olarak değişir. Eğer çelik parça, kritik soğuma hızından daha hızlı soğutulursa sonuçta yüksek sertlikte sadece martenzit yapı elde edilir. Fakat eğer, parçaya uygulanan soğutma hızı kritik soğuma hızından daha yavaşsa, ostenitin bir kısmının veya tamamının ferrit ve perlite dönüşmesiyle sonuçta yapıda martenzit miktarı azalacak ve sertlik düşecektir. Parçanın soğuma hızı ile kritik soğuma hızı arasındaki fark büyüdükçe ostenitin ferrit ve perlite dönüşüm miktarı artacak ve buna bağlı olarak sertlik de düşecektir. Parçanın soğuma hızına tesir eden çeşitli faktörler vardır. Bunlar aşağıdaki gibi sıralanabilir: a) Sertleştirme ortamının cinsi b) Sertleştirme ortamının sıcaklığı c) Parçanın yüzey özellikleri d) Parçanın şekli ve boyutları İdeal sertleştirme ortamı, başta çelik parçasını ZSD diyagramının burun bölgesini kesmeyecek şekilde yüksek hızda soğutan ve sonra düşük sıcaklıklarda yavaş soğutma hızı veren ortam olarak tarif edilir. Ancak pratikte böyle ideal soğutma sağlayan ortam mevcut değildir (Asil Çelik, 1984). Çeliğin sıvı bir ortam içerisinde ostenitleme sıcaklığından itibaren soğutulmasında üç safha vardır (Gücer, 1967). Birinci safhada, düşük sıcaklıktaki soğutma ortamıyla temasa geçen yüksek sıcaklıktaki çelik parçanın yüzeyinde, ince bir buhar tabakası oluşur. Bu tabakanın ısı iletimi çok düşük olduğundan, parça ısısının soğutma ortamına geçişi çok yavaştır. Bu sebepten birinci safha boyunca soğuma hızı oldukça düşüktür (Asil Çelik, 1984). Buna bağlı olarak, su verme ortamının karıştırılması veya banyoya sodyum klorür ve sodyum hidroksit gibi kimyasal maddelerin ilave edilmesi gerekebilir (Gücer, 1967). İkinci safha, parça yüzeyindeki buhar tabakasının bozulmasıyla başlar (Asil Çelik, 1984). Soğumanın ikinci safhasında sıcak metal, hem buhar hem de sıvı ile temastadır ve buhar habbeleri gayet etkili bir şekilde ısıyı parçadan sıvının esas kütlesine taşırlar (Gücer, 1967). Bu safhada yüzeyde şiddetli kaynama meydana gelerek, çelik parçanın sıcaklığı hızla düşer. Soğumanın en hızlı olduğu bölüm bu safhadır (Asil Çelik, 1984). Üçüncü safha, parça yüzey sıcaklığının soğutma maddesinin kaynama sıcaklığına ulaşmasıyla başlar. Parça yüzeyinde kaynama durmuştur ve soğutma, ısı iletimi şeklinde olur. Bu safhada soğuma hızı tekrar 35

48 yavaşlamıştır (Asil Çelik, 1984). Bu safhada parçanın yüzeyi tamamen sıvı ile temastadır (Gücer, 1967).Azalan soğutma şiddetlerine göre çeşitli soğutma ortamları; 1. % 10 luk NaCl 2 çözeltisi(tuzlu su) 2. Su 3. Tuz banyosu 4. Yağ çözeltileri 5. Yağ 6. Hava (Asil Çelik, 1984) Temperleme Temperleme, çelik parçasının A 1 (723 C) sıcaklığı altında belli bir süre ısıtılması işlemidir. Bu işlem, A 1 sıcaklığına kadar geniş bir sıcaklık alanında yapılabileceğinden, çeliğin mekanik özellikleri ve mikro yapısında bazı değişiklikler söz konusu olacaktır. Temperleme sıcaklığı alanında, sıcaklık yükselirken genel olarak sertlikte azalma ve toklukta artma gözlenir. Ancak, yükselen sıcaklıkla tokluğun artması, çekme deneyinde kesit daralması veya uzama olarak ölçüldüğünde doğrudur. Fakat eğer tokluk çentik darbe deneyi ile ölçülecek ise, temperleme işleminde yükselen sıcaklıkla tokluğun artacağı genellemesine gidilemez. Temperleme sıcaklığının yükselmesi ile çeliğin mikro yapısında da çeşitli değişiklikler meydana gelir. 200 C ye kadar martenzit yapının dağlanmış görünümü koyudur ve siyah martenzit adını alır. Bu sıcaklığa kadar yapılan temperleme işleminde, yüksek sertlikteki martenzitin tetragonal kristal yapısı bozularak karbür ve düşük karbonlu martenzit meydana gelir. Bu durumdaki çelik hala yüksek sertlik değerine sahiptir. Ancak gerilmelerin büyük bir kısmı ortadan kalkmıştır C aralığındaki temperleme sonucu, karbür sementite, düşük karbonlu martenzit hacim merkezli ferrit yapıya ve eğer sertleştirme sonucu yapıda artık ostenit kalmış ise bu da alt beynite dönüşür. Bu aralıkta çeliğin çekme dayanımında bir düşme görülmekle beraber hala yüksektir. Tokluk, yine düşük değerini korumaktadır. Sertlik ise, HRC arasında bir değere kadar düşer (Asil Çelik, 1984) C aralığında yapılan temperleme işleminde, sementit taneleri büyürler. Bu tanelerin birikerek büyümeleri, matriksi oluşturan ferrit yapının daha belirgin olarak görülebilmesini sağlar. Mekanik özellikler de değişir. Sertlik HRC arasında bir değere düşerken, toklukta ise dikkati çekici bir artış gözlenir. Eğer 650 C nin üzerinde A 1 36

49 sıcaklığına kadar ısıtılmaya devam edilir ve yeterli süre beklenirse sementit taneleri küreselleşir. Bu yapı küreselleştirme tavı ile elde edilen küresel sementit yapının benzeridir. Yumuşak ve tok bir özellik gösterir. Temperleme sonucu elde edilen mikro yapıların hepsine birden temperlenmiş martenzit adı verilir. Temperleme işleminde sıcaklıkla beraber, temperleme süresi de önemli bir faktör olarak dikkate alınmalıdır. Yani, işlem sonunda aynı mekanik özelliklere, temperleme süresini azaltıp sıcaklığı yükselterek veya temperleme sıcaklığını düşürüp süreyi arttırarak ulaşılabilir (Asil Çelik, 1984). Temperleme süresi, bir kaide olarak 25,4mm (1 ) parça kalınlığı için 1 2 saattir. Bu sürenin, şarjın fırına yüklenmesinden sonra veya şarjın fırında temperleme sıcaklığına ısınmasından sonra başlaması, çeliklerin temperleme özelliklerini önemli mertebede etkilemez (Tekin, 1987) AlaĢım Elementlerinin SertleĢtirme ve Temperlemeye Etkisi Alaşımlı çeliğin içerdiği molibden, mangan, krom ya da nikel elementleri çeliğin sertleşebilirliğini büyük ölçüde arttırmaktadır (Şekil 3.3). Böylece çelikte, kalın kesitli parçalarda bile martenzit oluşumu kolaylaştığından, parça sertliği büyük oranda yükselmektedir. Bunun için % 0,2 0,6 C ile birlikte, çeliğe % 2 7 oranlarında alaşım elementi katkısının yapılması yeterli olmaktadır. Düşük alaşımlı çelikler krank millerinde, cıvatalarda, yaylarda, bağlantı elemanlarında, basınç kaplarında, uçak parçaları yapımında, oto milleri üretiminde yaygın olarak kullanılmaktadır. Alaşımlı çeliklerden, örneğin az mangan katkılı olanları düşük soğutma hızlı yağ ortamında ve az oranlarda krom molibden-volfram katkılı olanları da daha yavaş soğutma ortamı olan havada soğutarak martenzit oluşturmak mümkündür. Martenzit oluşumundan sonra, sertleştirilmiş çeliklerde, temperleme ile istenen mukavemet ve toklukta bileşime ulaşılabilmektedir. Alaşımsız çeliklere benzer davranışa sahip olan düşük alaşımlı çeliklerin en belirgin özelliği, sertleşme kabiliyetlerinin daha yüksek olmasıdır. Ayrıca, sertlik, çekme dayanımı, akma sınırı, elastiklik modülü gibi dayanım özellikleri ile sıcağa dayanıklılık, temper dayanıklılığı gibi karakteristikler yükselirken, genellikle kopma uzaması, kesit daralması, çentik darbe dayanımı gibi değerlerde azalma olur. Alaşımsız ve düşük alaşımlı çeliklerde istenilen özelliklerin bulunmaması veya yetersiz olması halinde yüksek alaşımlı çelikler kullanılır. Bu tür alaşımlama, normal sıcaklıklardaki mekanik dayanımın artırılması yanı sıra, özellikle sıcağa, 37

50 Sertlik(HB) tufalleşmeye ve korozyona dayanım, sıcaklıkta sertlik ve manyetikleşmeme gibi bazı istenen özelliklerin elde edilmesini amaçlar (Güventürk, 1990). Düşük alaşımlı çeliklerde, alaşım elementleri ferrit ve ostenit içerisinde büyük oranda çözündüklerinden ilave bir ısıl işlem gerektirmeden iyi düzeylerde çözelti sertleşmesi sağlarlar. Böyle çeliklerde, beynit oluşumu kolaylaştığından, kısmen kaynak edilebilme yeteneği artar (Cheremisinoff, 1996; Ashby and Jones, 1998). Alaşım elementi (% ağırlık) Şekil 3.3: Alaşım elementlerin sertliğe etkisi (Savaşkan, 1999). Bütün alaşım elementleri Fe-Fe 3 C faz diyagramındaki ötektoid noktanın karbon oranını azaltır. Ancak yüksek oranlardaki Ni ve Mn katkısı A c1 sıcaklığını düşürerek, yavaş soğuma sırasında ostenit dönüşümünü önleyebilir. Bu nedenle, Ni ve Mn a osteniti dengeleyici veya stabilize edici elementler adı verilir. Bu elementler sayesinde ostenit fazı oda sıcaklığında korunup kararlı duruma getirilebilir. Genellikle su verilen malzemeler çok gevrek oldukları için temperleme işlemine tabi tutulurlar. Bu işlem sonucunda çeliklerin tokluğu artarken, sertliği bir miktar azalır. Temperleme sıcaklığı arttıkça, çeliğin sertliği düşer (Yıldırım vd., 2001). Alaşım elementlerinin temperleme üzerindeki genel etkisi çeliğin yumuşama hızını geciktirmesidir. Bu durum genellikle, yüksek temperleme sıcaklıklarında görülür. Bu nedenle verilen bir süre içinde istenilen sertliği elde etmek için alaşım çelikleri, karbon çeliklerine göre daha yüksek sıcaklıklarda temperlenirler. Alaşım elementleri, karbür oluşturanlar ve oluşturmayanlar olmak üzere iki gruba ayrılabilir. Nikel, mangan ve alüminyum gibi elementler ferrit içinde çözünürler (ASM, 1987). Krom, molibden, vanadyum, titanyum ve wolfram gibi elementler ise, karbür oluşturarak, 38

51 temperleme sırasında yumuşamayı geciktirirler. Bu elementlerin etkisi, sementitin (Fe 3 C) oluştuğu düşük temperleme sıcaklıklarında minimumdur. Bununla birlikte, karbür oluşturucu alaşım elementleri içeren alaşımlı çeliklerde, yüksek sıcaklıklarda karbürler oluşur ve sertlik temperleme sıcaklığı ile birlikte önce yavaşça artar ve sonra azalır (ASM, 1987). Ferrit içerisinde çözünen Ni, Si ve Mn gibi elementler temperlenmiş çeliğin sertliğini fazla etkilemezler. Karmaşık karbür oluşturan Cr, W, Mo ve V gibi elementler ise temperleme sırasında çeliğin yumuşama hızını önemli ölçüde düşürürler. Bu elementler, temperleme sıcaklığını yükseltmekten başka, bileşim oranlarının yüksek olması durumunda artan temperleme sıcaklığı ile sertliğin artmasına neden olurlar. Yani yüksek oranda karbür yapıcı alaşım elementi içeren çeliğin sertliği, yüksek sıcaklıklarda yapılan temperleme işleminin belirli devrelerinde artar. Karbür yapıcı element içeren alaşımlı çeliklerin sertliğinde görülen bu artışa ikincil sertleşme adı verilir. Kromlu ve krom-manganlı çelikler 550 C sıcaklıklarda temperlendiklerinde sert krom karbürlerin oluşması temper gevrekliğine yol açar. Bu olumsuzluğu önlemek için, ya çeliğe % 0,3-0,5 Mo katılır, ya da çelik bu sıcaklıklardan hızlı soğutularak karbür çökelmeleri engellenir (Yıldırım vd., 2001). 39

52 4. MATERYAL ve YÖNTEM 4.1 Deneyler ve Nümerik ÇalıĢmaların AkıĢ ġeması Bu çalışmada planlanan ve yapılan deneysel ve nümerik işlemlere ait akış şeması Şekil 4.1 de verilmiştir. Deneysel ÇalıĢmalar Kırık Parça Analizi Nümerik ÇalıĢmalar Malzeme Temini Sonlu Elemanlar Analizi (ANSYS ile Analiz) Numune Hazırlığı Isıl İşlem Halen Kullanılan Parça Kısmi Tasarım Değişikliği Yapılmış Parça 1-Gerilim Giderme Tavlaması 2-Yağda Sertleştirme 3- Temperleme Mekanik Deneyler Sertlik Ölçme Çekme Deneyi Çentik Darbe Deneyi Üç Nokta Eğme Deneyi Metalografik İnceleme Optik Mikroskop Taramalı Elektron Mikroskopu(TEM) SONUÇ Şekil 4.1: Deney ve nümerik işlemlere ait akış şeması. 40

53 4.2 Malzeme Temini ve Deney Numunelerinin Hazırlanması Deneysel çalışmalarda kullanılan malzemeler Ø22 mm çaplarda yuvarlak soğuk çekilmiş halde ticari olarak piyasadan temin edilmiştir (Şekil 4.2). Deneylerde kullanılan malzemelerin kimyasal bileşimleri Tablo 4.1 de verilmiştir. Şekil 4.2: Deneylerde kullanılan malzemelerin satın alındığı hali. Tablo 4.1: Deneylerde kullanılan malzemelerin kimyasal bileşimleri. C (%) Si (%) Mn (%) P (%) S (%) Cr (%) Mo (%) Ni (%) Fe (%) AISI4140 0,41 0,27 0,94 0,01 0,02 1,01 0,18 0,09 Kalan AISI ,40 0,31 0,73 0,01 0,005 0,83 0,24 1,78 Kalan Silindirik şekilli bu çelik malzemelerden çekme deneyi numuneleri CNC torna tezgâhında ve üç nokta eğme ile çentik darbe deneyi numuneleri üniversal freze tezgâhında talaş kaldırılarak işlenmiştir. Talaşlı işleme esnasında talaş derinliği, kesici takım hızı ve kesme hızı değerleri numunelerde istenmeyen etkiler ortaya çıkmayacak büyüklükte seçilmiştir. İşleme esnasında kesme sıvısı kullanılmış ve tüm numunelerin yüzey kalitelerinin aynı olmasına özen gösterilmiştir. Çekme deneyi numuneleri TS 138 EN standardına uygun olarak hazırlanmıştır. Numune ölçüleri Şekil 4.3 de verilmiştir. Hazırlanan numuneler Şekil 4.4 de görülmektedir. 41

54 Ø 7 Ø 5 56 S 0 L 0 = Şekil 4.3: Deneylerde kullanılan çekme deneyi numunelerinin ölçüleri. Şekil 4.4: Deneylerde kullanılan çekme deneyi numunelerinin görünüşü. Charpy çentik darbe deneylerinde kullanılacak V çentikli numuneler TS EN Charpy Deneyi standardına göre hazırlanmıştır (Şekil 4.5). Eğme deneylerinde kullanmak üzere hazırlanan numuneler TS EN ISO 7438 standardına göre hazırlanmıştır. Numune boyut ve ölçüleri çentiksiz Charpy deney numunesinin ölçüleri ile aynıdır. Bu deneyin yapılabilmesi için mandrel hazırlanmıştır. Mandrele eğme deneyi numunelerinin yerleştirilmesi ve deney cihazına yüklenmesi Şekil 4.6 da verilmiştir. 42

55 Şekil 4.5: Deneylerde kullanılan V- çentik Charpy numunesinin şekil ve boyutları. Mandrel üst parça Deney numunesi Silindirik mesnet Mandrel alt kısım Şekil 4.6: Eğme deneyi numunesinin eğme deney cihazına yüklenmesi. Sertlik ölçümü için ayrıca numune hazırlanmamış olup çekme deney numunelerinin baş kısımlarından ve çentik darbe deneyi numunelerinden yararlanılmıştır. Üç farklı nokta sertlik ölçümü yapılarak ortalama sertlik değeri belirlenmiştir. 43

56 4.3 Deney Numunelerine Uygulanan Isıl ĠĢlemler Standartlara uygun olarak hazırlanan deney numunelerine ısıl işlemler uygulanmıştır. Her iki malzemeye aynı şartlarda ısıl işlemler uygulanmıştır. Uygulanan ısıl işlemlerden birisi 680 ºC de gerilme giderme işlemidir. Bu işlem malzemelere başlangıç referans bir iç yapı elde etmek amacı ile yapılmıştır. Daha sonra atmosfer kontrollü ısıl işlem fırınlarında 860 ºC de yağda sertleştirme yapılmıştır. Sertleştirme işleminden önce numuneler 500 ºC de ön ısıtmaya tabi tutulmuşlardır. Yapılan ısıl işlemlerin tamamı sanayi uygulamaları ile paralellik göstermesi açısından sanayi tipi kontrol atmosferli ısıl işlem fırınlarında ve aynı sıcaklıkta ısıl işlem gören makine parçaları ile beraber gerçekleştirilmiştir. Numunelere ısıl işlemler Batı Isıl İşlem firmasındaki (İzmir) bilgisayar kontrollü ve tam otomasyonlu atmosfer kontrollü fırınlarda yapılmıştır. Metalik malzemelerde sertlik ve dayanım değerleri birbirine paralel artar. Bu nedenle sertleştirme işlemi ve bunu takiben temperleme işlemi uygulanmıştır. Temperleme sıcaklıkları yüksek sıcaklıkta temperleme aralığında seçilmiştir. Numunelere 150, 250, 275, 315, 350, 450, 550 ºC sıcaklıklarında temperleme işlemleri yapılmıştır. Numuneler temperleme sıcaklıklarında numune boyutları dikkate alınarak 80 dakika bekletilmiştir. Çalışmada kullanılan kısaltmalar Tablo 4.2 de verilmiştir. Tablo 4.2: Numunelere yapılan ısıl işlemlerin kısaltmaları. Kısaltma Uygulanan Isıl iģlemler SA Satın alındığı gibi, ısıl işlemsiz GG Gerilme giderme ısıl işlemi (680 ºC) YS Yağda sertleştirme (860 ºC) T Temperleme işlemi (150, 250, 275, 315, 350, 450, 550 ºC) Şekil 4.7 de numunelerin gerilme giderme tavlaması için kullanılan temperleme fırını ve Şekil 4.8 de ise numunelerim temperleme fırınına yerleştirilişi görülmektedir. 44

57 Şekil 4.7: Temperleme fırını. Şekil 4.8: Gerilim giderme için numunelerin fırına yerleştirilmesi. Gerilme giderme ısıl işlemi sonrası numuneler atmosfer kontrollü ısıl işlem fırınlarında yağda sertleştirilmişlerdir. Bu işlem için numuneler sertleştirme fırınına diğer sanayi parçaları ile birlikte sertleştirilebilmesi için tellere sarılarak hazırlanmış (Şekil 4.9) ve ısıl işlem fırınına yüklenmiştir (Şekil 4.10). Uygulanan sertleştirme işlemi özel bir yazılımla hassas olarak kontrol edilmiştir(şekil 4.11). 45

58 Şekil 4.9: Numunelerin sertleştirme fırınına koymak için hazırlanması. Şekil 4.10: Numunelerin sertleştirme fırınına yerleştirilmesi. 46

59 Şekil 4.11: Yağda sertleştirme işleminin ısıl işlem çevrimi. 4.4 Mekanik Deneyler Çekme Deneyi Numunelerin çekme deneyleri Pamukkale Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği mekanik laboratuarında bulunan Instron marka 8801 model 50 kn kapasiteli üniversal çekme cihazında yapılmıştır. Numuneler çekme cihazının çene yapısına uygun olarak hazırlanan aparatlar kullanılarak çekme deneyine tabi tutulmuştur. Akma ve kopma dayanımı değerleri cihazdan alınmış olup numunelerin uzama değerleri numuneler üzerinden ölçülmüştür. Her numune için gerilme-uzama diyagramı çizdirilerek gerekli değerler elde edilmiştir. Her bir deney grubu için 2 şer adet numune çekilmiştir. Çekme deneyleri TS 138 e uygun olarak oda sıcaklığında ve 5mm/min çekme hızında gerçekleştirilmiştir Çentik Darbe Deneyi Numunelerin darbe dayanımlarını belirlemek üzere Dokuz Eylül Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği mekanik laboratuarında bulunan Charpy deney cihazı kullanılmıştır. Cihazın kırma enerjisi kapasitesi 300 kj dür. Deneyler oda sıcaklığında gerçekleştirilmiştir. Her bir ısıl işlem şartında işlem görmüş deney grubu için 2 adet numune kullanılmıştır. 47

60 4.4.3 Üç Nokta Eğme Deneyi Üç nokta eğme deneyleri PAÜ Mühendislik Fakültesi İnşaat Mühendisliği deprem laboratuarında bulunan 100 ton kapasiteli üniversal preste, özel olarak hazırlanan eğme deneyi aparatı (mandrel) kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Eğme deneyi numuneleri prizmatik şekilli olup farklı ısıl işlem şartlarında işlem görmüş malzemelerin eğme dayanımlarını belirlemek üzere kullanılmıştır. Üç nokta eğme deneyi numunelerinin yüklenmesi Şekil 4.12 de verilmektedir. Bu deneylerde çentiksiz numuneler kullanılmıştır. Bunun nedeni malzemelerin darbe şeklinde gelen yüklere karşı davranışlarını belirlemek ve gerilme yığılmasına karşı koyma kabiliyetlerini göstermesidir. Bu çalışmanın amacı darbe şeklinde gelen yüklerden kaynaklanan erken hasar görülen tüfek parçalarının analizi olduğundan dolayı çentiksiz numunelerin eğme deneyi uygulanmasının daha anlamlı olacağı düşünülmüştür. Şekil 4.12: Deneylerde kullanılan eğme numunesinin deney cihazına yerleştirilmesi Sertlik Ölçümü Isıl işlem uygulanmış malzemelerin sertlik değerlerinin ölçülmesinde İzmir de faaliyet gösteren Batı Isıl İşlem A.Ş. firmasının kalite kontrol laboratuarında bulunan BMS 3000-OB Brinell sertlik ölçüm cihazları kullanılmıştır (Şekil 4.13). Sertlik 48

61 ölçümü için ayrıca numune hazırlanmamış olup çekme deney numunelerinin baş kısımlarından ve çentik darbe deneyi numunelerinden yararlanılmıştır. Üç farklı nokta sertlik ölçümü yapılarak ortalama sertlik değeri belirlenmiştir. Şekil 4.13: Deneylerde kullanılan Brinell sertlik ölçme cihazı. 4.5 Metalografik Ġncelemeler Mekanik deneyler sonucunda bulunan değerlerin doğruluğunu belirlemek, ısıl işlemlerin darbe direnci ve çentiksiz eğme deney sonuçlarının nasıl etkilediğini belgelemek ve ısıl işlemlerin iç yapıya etkisini incelemek amacıyla numunelerin iç yapı ve kırık yüzey incelemeleri yapılmıştır. Numunelerin metalografik özelliklerinin ve iç yapısının belirlenmesinde kameralı, bilgisayar destekli Nikon Eclipse MA 100 X1000 Clemex Vision Lite optik mikroskop kullanılmıştır (Şekil 4.14). Numunelerin kırık yüzeylerinin incelenmesinde Süleyman Demirel Üniversitesi Teknokentinde faaliyet gösteren PlusPlasma Ar-Ge şirketindeki TEM cihazı kullanılmıştır. TEM cihazı Tescan VEGA2LSU modeldir (Şekil 4.15). 49

62 Şekil 4.14: Deneylerde kullanılan optik mikroskop. Kırık yüzey incelemelerinde önce makro açıdan inceleme yapılarak kırık yüzeylerinin görünümleri değerlendirilmeye alınmıştır. Kırık yüzeyleri Tarama Elektron Mikroskobu (TEM) ile incelenmiştir. Bu tür inceleme kırığın tipini, sünek ve gevrek veya hangi oranda sünek kırılmanın ortaya çıktığını belirlemek amacıyla yapılmıştır. Şekil 4.15: Deneylerde kullanılan TEM cihazı. 50

63 4.6 Kırık Parça Analizi Kilit parçasında meydana gelen hasarın sebebinin anlaşılması için tüfek üretimi yapılan bir fabrikaya gidilerek değişik tarihlerde erken hasara uğrayan kilit parçaları toplanmış ve kırkları incelenmiştir (Şekil 4.16). Şekil 4.16: Hasara uğramış kilit parçalarının genel genel görünüşü (Yıldız Silah Sanayi, Burdur). 4.7 Sonlu Elemanlar Analizi Çalışmanın konusunu oluşturan ve deneysel olarak incelemesi yapılan yarı otomatik tüfeklerin mekanizma grubundaki kilit parçasının gerçek yükleme şartlarındaki gerilme ve şekil değiştirme miktarlarının belirlenebilmesi için ANSYS programı kullanılarak sonlu elamanlar analizi yapılmıştır. Bu çalışmada eğitim amaçlı ANSYS 11.0 Workbench programı kullanılmıştır. Analizin doğru olarak yapılabilmesi için parçanın çalışma şartlarının detaylı olarak bilinmesi gerekmektedir. Av esaslı kullanılan yarı otomatik av tüfeğinin kurma kolundan verilen ilk hareket ile sürgü kolu mekanizmayla birlikte hareket ettirilir. Mekanizmanın bu hareketi magazin borusu üzerindeki otomatik icra yayında bir miktar hareket enerjisi depolamasına ve tetik grubunun kurulmasına imkan tanır. Kurma kolundan verilen bu ilk hareket enerjisi tutucular serbest bırakılıncaya kadar tüfekte depolanan statik enerjidir. Tüfek bu pozisyonda iken doldurulup tutucu 51

64 serbest bırakılır. Mekanizma sürgü koluyla beraber ileri doğru hızlı bir şekilde hareket ederek ilk fişeği namlu çıkış pozisyonuna getirir. Tetiğe dokunulup tetik grubu harekete geçirildikten sonra horoz mekanizma grubu üzerindeki iğneye çarparak fişeği patlatır. Namlu fişek yatağı içerisinde meydana gelen bu şiddetli patlamanın etkisiyle kurşun parçacıkları namlu içerisinde çok yüksek bir hızda hareket ederek namluyu terk eder. Patlamanın şiddetiyle namlu içerisinde oluşan yüksek basınçtaki gazın bir kısmı gaz halkası üzerindeki deliklerden geçerek pistonun yüzeyine etki ederek mekanizma grubunu harekete geçirir. Regülatör üzerine bağlı olan sürgü kolunun bu geri hareketi otomatik icra yayını sönümleyip mekanizma grubunun kasa arka takozuna ve dolayısıyla kilide çarpıncaya kadar devam eder. Böylece tüfek tekrar kurulmuş olur. Tetiğe her dokunuşta bu işlemi seri olarak tekrarlanır (Özmen, 2007) Çalışması ve yükleme koşulları yukarıda anlatılan sistemin sonlu elemanlar analizinde iki farklı kilit tasarımı kullanılmıştır. Bunlardan ilki şekil ve boyutları Şekil 4.17 de verilen ve halen kullanılmakta olan kilit tasarımıdır. Şekil 4.17: Halen kullanılan kilit parçasının şekli ve boyutları. 52

65 İkinci tasarım ise birinci şeklin analizi sonucu ortaya çıkan gerilme yığılmalarının azaltılması amacıyla yapılmış olup Şekil 4.18 de gösterilmektedir. Bu tasarımda gerilme yığılmaları belirlenen 1 ve 2 nolu keskin köşelere sırasıyla 1mm ve 3mm lik radyuslarla yuvarlatma yapılmıştır. Parça boyutlarında herhangi bir değişiklik önerilmemiştir. Çünkü kilit parçasında yapılacak boyut değişikliği mekanizma grubu içinde beraber çalıştığı diğer parçaları da etkileyeceğinden bu durum tüfekte komple bir imalat değişikliğine neden olacaktır. Bu nedenle yapılan değişiklik parçanın çalışma koşullarının elverdiği şartlarda tutulmuştur. 1 2 Şekil 4.18: Kısmi değişikliğe uğratılmış kilit parçası. Namlu içindeki patlama ile oluşan basınç dalgası ve sürgü ile birlikte hareket eden kütlenin kilitin alt tırnağna çarpma anı olabildiğince gerçeğe yakın olarak modellenmiştir. Ateşleme öncesi kilit parçası alttan sürgü kolu yukarı doğru baskı uygulamakta yukarıdan da mekanizma kepi içindeki oyuğa yaslanmış olarak durmaktadır (Şekil 4.19). Namlu kepi Kilit ön tırnak Kilit Kurma (sürgü) kolu Şekil 4.19: Ateşleme öncesi kilitin konumu. 53

66 Patlama ile oluşan namlu içindeki basınç zamanla en yüksek değere ulaşmakta ve saçmalar namluyu terk ederken namlu içinde daha az bir basınç kalmaktadır. Sürgü kolunun geri hareketi ile kilitin alt ayağına çarptığı anda aynı zamanda kilit üst tarafından da namlu iç basıncı nedeni ile baskı altındadır. Bu nedenle kilite gelen yüklerin modellenmesinde iki yükleme koşulu öngörülmüştür. Bunlardan birincisi I nolu yükleme koşulu (Şekil 4.20) olarak adlandırılmış olup; namlu iç basıncının en yüksek değere çıktığı andaki basınç etkisi altında kilit davranışıdır. Diğeri ise II nolu yükleme koşulu olarak adlandırılmış olan, sürgü kolu ve piston sisteminin kilite çarptıkları andaki çarpma kuvveti ve namlu içi basınçtan dolayı kilite etki etmekte olan basınç altında kilit davranışı incelenmiştir. Bu maksatla 12 kalibre 70 mm lik fişeklerin oluşturduğu maksimum ortalama namlu iç basıncı olan ve kilite tesir eden yaklaşık 600 bar (60 MPa) lık ortalama namlu iç basıncı (Özmen, 2007) kilite Şekil 4.20 deki gibi uygulanmıştır. Şekil 4.20: I nolu yükleme durumu. Mekanizma grubunun patlamadan sonraki geri tepme esnasında kilide uyguladığı geri tepme kuvvetini Özmen (2007) 5250 N olarak hesaplamıştır. Bu anda namlu iç basıncı yaklaşık 250 bar (25 MPa) civarındadır. Şekil 4.21 de sürgü kolunun kilite temas anı görülmektedir. Bu şartlardaki yükleme Şekil 4.22 deki gibi uygulanmıştır. 54

67 Şekil 4.21: Sürgü kolunun kilite temas anı (Özmen, 2007). Şekil 4.22: II nolu yükleme durumu. Bu yükleme şartlarındaki kilit parçasının mevcut kullanılan şekil ve geometrideki hali ve önerilen şekil ve geometri için gerilme analizi yapılmıştır. Analiz sonuçları tezin araştırma bulguları ve tartışma bölümünde verilmiştir. 55

68 5. ARAġTIRMA BULGULARI VE TARTIġMA 5.1 Çekme Deney Sonuçları Çekme deneyi sonuçları malzemelerin statik yük uygulanması halinde dikkate alınacak değerlerdir. Bu nedenle bu çalışmanın konusu olan av ve spor tüfeklerinin önemli kritik parçalarından olan kilit parçasının malzemesinin belirlenmesinde belirleyici değerler olmayacağı açıktır. Bundan dolayı en uygun malzeme ve ısıl işlem şartlarının seçiminde çekme deneyi sonuçlarının yanı sıra sertlik, üç nokta eğme ve çentik darbe deneyi sonuçları da göz önüne alınmak zorundadır. Deneylerde kullanılan malzemelerin satın alındığı haldeki mekanik özellikleri Tablo 5.1 de verilmektedir. Tabloda da görüldüğü gibi satın alındığı haldeki mekanik özellikler yeterli değildir. Bu iki malzemenin satın alındığı haldeki mekanik özellikleri birbirine çok yakın olup ısıl işlem sonrası elde edilen değerlerle birbirinden farklılık gösterecektir. Tablo 5.1: Deney malzemelerinin satın alındığı haldeki mekanik özellikleri. Malzeme Akma Dayanımı (MPa) Çekme Dayanımı (MPa) Kopma Uzaması (%) Kesit Daralması (%) Sertlik (HB) AISI ,19 60, AISI ,58 60, Malzemeye uygulanan ısıl işlemlerle değişen akma ve çekme dayanım değerleri ile kopma uzaması ve kesit daralması değerleri AISI4140 için Tablo 5.2 de, AISI4340 için Tablo 5.3 de verilmektedir. AISI4140 çeliğinin akma ve çekme dayanım değerlerinin temperleme sıcaklığı ile değişimi Şekil 5.1 de, AISI4340 çeliğinin ise Şekil 5.2 de verilmiştir. Şekil 5.3 de her iki malzemenin çekme dayanımı değerleri karşılaştırılmıştır. Sertleştirme işlemi sonrası uygulanan temperleme işleminde seçilen sıcaklık mekanik özellikleri etkilemektedir. Tablo 5.2 ve Tablo 5.3 incelendiğinde temperleme sıcaklığı artıkça dayanım değerleri düşerken kopma uzaması ve kesit daralması değerleri artmaktadır. Bu durum temperleme işleminin doğal sonucudur. 56

69 Dayanım (MPa) Tablo 5.2: AISI4140 malzemenin çekme deneyi sonuçları. Akma Çekme Kopma Dayanımı Dayanımı Uzaması (MPa) (MPa) (%) Temperleme Sıcaklığı (ºC) Kesit Daralması (%) Yağda Sertleştirme , , , , , , ,9 53 Temperleme Sıcaklığı (ºC) Tablo 5.3: AISI4340 malzemenin çekme deneyi sonuçları. Akma Dayanımı (MPa) Çekme Dayanımı (MPa) Kopma Uzaması (%) Kesit Daralması (%) Yağda Sertleştirme , , , , , , ,5 56 Temperleme sıcaklığı ( o C) Şekil 5.1: AISI4140 akma ve çekme dayanımı değişim grafiği. 57

70 Dayanım (MPa) Dayanım (MPa) Temperleme sıcaklığı ( o C) Şekil 5.2: AISI4140 akma ve çekme dayanımı değişim grafiği. Temperleme sıcaklığı ( o C) ġekil 5.3: AISI4140 ve AISI4340 çekme dayanımı değişim grafiği. Kilit parçada belli bir dayanım değeri yanında süneklik özelliği de önemlidir. Sünekliğin önemli bir göstergesi olarak kesit daralması ön plana çıkmaktadır. Ancak kopma uzaması büyüklüğü de sünekliğin bir göstergesi olarak kabul edilmektedir. Bu iki büyüklük birbiri ile ilişkilidir. Kesit daralması arttıkça kopma uzaması değeri büyümektedir (Savaşkan, 1999). Malzemeye uygulanan ısıl işlemlerle değişen kopma uzaması ve kesit daralması değerleri AISI4140 için Şekil 5.4 de, AISI4340 için Şekil 5.5 de verilmektedir. Kesit daralmalarının değişiminin karşılaştırılması Şekil 5.6 da verilmiştir. 58

71 Kopma uzaması (%) Kesit daralması (%) Kopma uzaması (%) Kesit daralması (%) Temperleme sıcaklığı ( o C) Şekil 5.4: AISI4140 kopma uzaması ve kesit daralması değişim grafiği. Temperleme sıcaklığı ( o C) Şekil 5.5: AISI4340 kopma uzaması ve kesit daralması değişim grafiği. AISI4140 ve AISI4340 çeliklerinin dayanım ve süneklik değerleri karşılaştırıldığında her iki malzemenin içerdiği karbon miktarı aynı olmakla beraber değerlerin farklılık gösterdiği görülmektedir. Çekme deneyi sonuçlarına göre en yüksek çekme dayanım değeri temperlenmemiş numunelerde elde edilmiştir. Oldukça gevrek olan bu yapıdaki parçaların kullanımı uygun olmayacaktır. Bu yapının temperlenerek sünek hale getirilmesi gerekmektedir. Ancak artan temperleme sıcaklığı ile çekme ve akma dayanım değerleri düşmekte ancak süneklik artmaktadır. Numuneler 450 ºC de temperlendiğinde AISI4340 numunede elde edilen çekme dayanım değeri 1467 MPa, akma dayanımı ise 1350 MPa dır. Aynı temperleme sıcaklığında AISI4140 numunelerinde çekme dayanımı 1385 MPa ve akma dayanımı 1260 MPa değerine düşmektedir. 59

72 Kesit daralması (%) Temperleme sıcaklığı ( o C) ġekil 5.6: AISI4140 ve AISI4340 kesit daralması değişim grafiği. 5.2 Çentik Darbe Deneyi Sonuçları Deney numunelerinden elde edilen çentik darbe deneyi sonuçları Tablo 5.4 de ve Şekil 5.7 de verilmektedir. Kilit parça av tüfeklerinde namlu içinde barutun ateşlenmesi sonucu ortaya çıkan ani basınç artışına bağlı olarak bir darbeye maruz kalır. Genellikle bu darbeli yüklerden sonra yükleme esnasında bu kritik parça erken hasara uğramaktadır. Bu nedenle bu parçanın tasarlanmasında parça imalinde kullanılan malzemenin seçimi ve uygulanacak ısıl işlem parametrelerinin yüksek darbe enerjisini absorbe etmesini gerektirmektedir. Çentik darbe deneyi sonuçlarına göre çentik darbe işinin 12 J ve altı değerler malzemenin gevrek halde olduğunu belirtmektedir. Yağda sertleştirme sonrası elde edilen AISI4140 numuneye ait 20 J değeri AISI4140 malzemenin sertleştirme sonrası AISI4340 dan daha fazla gevrekleştiğini göstermektedir. Bu gevrekliğin temperleme ile giderilmesi gerekmektedir. Temperleme sıcaklıklarına bağlı olarak elde edilen çentik darbe işleri değerlendirildiğinde AISI4340 malzemenin AISI 4140 a göre daha yüksek çentik darbe işi değerlerine sahip olduğu görülmektedir. En yüksek kırılma enerjisi değerleri 450 ºC den sonraki temperleme sıcaklıklarında elde edilmiştir. Temperleme sıcaklığının artışına bağlı olarak kırılma enerjisinde artma gözlenmiş ancak 250 ºC ve 350 ºC arası temperlemelerdeki çentik darbe işindeki azalma dikkati çekmektedir. Bu azalmanın literatüre uygun olarak bu sıcaklıklarda meydana gelen temper gevrekliğinden kaynaklandığı düşünülmektedir. 60

73 Tablo 5.4: AISI4140 ve AISI4340 malzemenin çentik darbe deneyi sonuçları. Temperleme Sıcaklığı Kırılma Enerjisi (J) (ºC) AISI 4140 AISI 4340 Yağda Sertleştirme Temperleme sıcaklığı ( o C) Şekil 5.7: Çentik darbe deneyi sonuçları. Numunelerin kırık yüzeyi makro görünüşleri incelendiğinde kırık yüzeyinin çentik bölgesi, sünek bölge, gevrek bölge ve lifli bölge olmak üzere dört farklı görünüş içerdiği görülmektedir (Şekil 5.8). Yapılan çalışmalarda lifli bölge % 90 dan daha büyükse kırık tipi gevrek olup hızla ilerleyen çatlak ile gelişen bir kırılma ortaya çıkmaktadır. Kırık yüzeyinde lifli bölge % 60 dan küçükse kırık tipi yavaş ilerleyen çatlak kaynaklı sünek kırılmayı gösterir. Bu arada kalan değerler ise karışık kırılmayı göstermektedir. Bu çalışmada daha çok karışık kırık tipleri gözlenmiştir. 61

74 Çentik Bölgesi Sünek Bölge Gevrek (Lifli) Bölge Çatlak ilerleme yönü Şekil 5.8: Çentik darbe numunesi kırığı makro görünüşü. a)aisi4140 b) AISI 4340 Şekil 5.9: Çentik darbe numunesi kırık yüzeyinin görünüşü (150 ºC temperleme). 62

75 a)aisi4140 b) AISI 4340 Şekil 5.10: Çentik darbe numunesi kırık yüzeyinin görünüşü (250 ºC temperleme). a)aisi4140 b) AISI 4340 Şekil 5.11: Çentik darbe numunesi kırık yüzeyinin görünüşü (450 ºC temperleme). Kırık tipi üzerinde etkili parametrelerden birisi de sıcaklıktır. Özellikle geçiş sıcaklığının belirlenmesi veya çalışma sıcaklığının kırılma enerjisine etkisini incelemek amacıyla yapılmaktadır. Bu çalışmada deneyler oda sıcaklığında yapılmıştır. Kilit parçanın çalışma şartları ile benzerlik olması açısından oda sıcaklığı seçilmiştir. 63

76 Görünüşler incelendiğinde numunelerde çentikli bölgeden başlayıp enine kesitte diğer kenara doğru ilerleyen bir lifli bölge gözlemlenmiştir. Kırılmanın çentik dip kısmından başlayıp kesitin alt kısımlarına doğru ilerlediği liflerin yapısından ve yönlenmesinden anlaşılmaktadır(şekil 5.8). Bu kırık yüzeylerindeki lifli bölgedeki daralma değişimi temperleme sıcaklığının arttırılması ile numunenin daha sünek kırılmaya doğru gelişme gösterdiği (Şekil 5.9 ve Şekil 5.10) ve sünek bölgenin daha belirgin bir şekilde genişlediği gözlenmektedir (Şekil 5.11). 5.3 Üç Nokta Eğme Deneyi Sonuçları Üç nokta eğme deneyi özel olarak uygulanan eğme deneyidir. Eğme deneyine tabi tutulacak numunelere çentik açılarak numune hazırlandığı gibi çentiksiz olarak da bu deney yapılabilir. Bu çalışmada çentiksiz üç nokta eğme deneyi yapılmıştır. Bu deney benzer şekilde iş parçalarında tasarım kaynaklı parça şekli ve boyutundan kaynaklanan gerilme yığılması bölgeleri varsa iş parçasının davranışının incelenmesi açısından önem kazanmaktadır. AISI 4140, AISI4340 çelik malzemelerin farklı ısıl işlem uygulanmış halde çentiksiz üç nokta eğme deneyi sonuçları Tablo 5.5 de verilmektedir. Kilit parça gerilme yığılması bölgelerine sahiptir ve bu da parçada erken hasarın bu bölgelerde oluşmasına sebep olmaktadır. Bu durum çentiksiz üç nokta eğme deneyi yoluyla simule edilmeye çalışılmıştır. Deneyler ile numunelerde kırılmanın gerçekleştiği en büyük kuvvet belirlenmiştir. Hasar ortaya çıktıktan sonra kuvvet hızla düştüğünden en yüksek değer hasara neden olan kuvvet olarak belirlenmiş ve incelenmeye esas alınmıştır. Tablo 5.5: AISI4140 ve AISI4340 malzemenin üç nokta eğme deneyi sonuçları. Temperleme Sıcaklığı (ºC) Eğme Dayanımı (MPa) AISI 4140 AISI 4340 Yağda Sertleştirme

77 Üç nokta eğme deneyi sonuçları oldukça önemlidir. Çünkü çentik darbe deneyi sonuçları tek başına malzeme seçimi için yeterli değildir. Av tüfeklerinde kullanılacak kritik parçaların imalinde malzeme seçerken üç nokta eğme deneyi sonuçlarını da göz önüne almak gerekmektedir. Temperleme sıcaklığı ( o C) Şekil 5.12: Eğme dayanımı değişimi. Şekil 5.12 de eğme dayanımının temperleme sıcaklığı ile değişimi verilmiştir. En yüksek değer AISI4340 çelik malzemede elde edilmiştir. AISI4140 çelik malzemede elde edilen değerler AISI4340 malzemeden elde edilen değerlere çok yakın olmakla birlikte daha düşüktür. Bu açıdan incelendiğinde en uygun malzemenin AISI4340 çeliği görülmektedir. Üç nokta eğme deneyi numunelerinin kırık yüzeyleri incelendiğinde uygulanan yükün artması ile numune yüzeyindeki bir noktadan çatlak başlangıcının oluştuğu ve ilerleyen çatlağın hasarı oluşturduğu görülmektedir. Kırık yüzeylerinde gevrek ve sünek bölgelerin mevcut olduğu ve çatlak ilerleme yönlerinin de açıkça görüldüğü tespit edilmiştir. AISI4140 malzemeden hazırlanan deney numunelerinin 315 ºC de ve 450 ºC deki temperleme şartlarındaki çentiksiz üç nokta eğme numunlerinin kırık yüzeylerinin makro görünüşleri Şekil 5.13.a ve Şekil 5.13.b de görülmektedir. Artan temperleme sıcaklığı ile sünek bölge artmaktadır. Temperleme sıcaklığı yükseldikçe kırılma kuvveti düşmektedir. 65

78 Gevrek bölge Sünek bölge a) 315 ºC temperleme b) 450 ºC temperleme Şekil 5.13: AISI4140 üç nokta eğme numuneleri kırık yüzeyleri makro görünüşü. Gevrek bölge Sünek bölge a) 250 ºC temperleme b) 450 ºC temperleme Şekil 5.14: AISI4340 üç nokta eğme numuneleri kırık yüzeylerinin makro görünüşü. AISI4340 çelik malzemeden çentiksiz eğme deneyi numunelerine sırasıyla 250 ºC de temperleme ve 450 ºC de temperleme şartlarında ısıl işlem uygulanmış haldeki kırık yüzeylerinin makro görünüşleri Şekil 5.14a ve Şekil 5.14.b de verilmektedir. Bu görünüşlerde temperleme sıcaklığının etkisi açıkça görülmektedir. 550 ºC de temperlenmiş numune kırılmamıştır. Bu durum bu işlem şartlarının malzemeye diğer ısıl işlem şartlarına göre daha fazla süneklik kazandırdığını göstermektedir. Çentiksiz eğme deneylerinin bu tür sonuç vermesi bu malzemenin uygun ısıl işlem uygulanması halinde gerilme yığılmasına ve darbelere karşı daha fazla direnç göstererek kolaylıkla hasarın görülmeyeceğini göstermesi açısından önemlidir. 66

79 Sertlik (HB) 5.4 Sertlik Ölçüm Sonuçları Kilit parçanın imalatında kullanılmaya aday iki çelik malzemeye aynı şartlarda yapılmış ısıl işlem sonrası elde edilen sertlik değerleri Tablo 5.6 da verilmiştir. Malzemelerin aşınmaya maruz kalması durumunda sertlik değeri önem kazanır. Kilit parça her bir fişeğin patlatılması sonrası beraber çalıştığı iki parça ile izafi hareketten dolayı aşınmaya çalışır. Bu nedenle belli bir sertlik değerine sahip olmak zorundadır. Tablo 5.6: Sertlik ölçüm sonuçları. Temperleme Sıcaklığı Sertlik Değeri (HB) (ºC) AISI4340 AISI4140 Yağda Sertleştirme Temperleme sıcaklığı ( o C) Şekil 5.15: Temperleme sıcaklığına bağlı olarak sertlik değişimi. Şekil 5.15 incelendiğinde her iki malzemenin de sertlik değerlerinin yaklaşık aynı değerlerde olduğu gözlenmektedir. Sade karbonlu çeliklerde karbon miktarı sertleştirme ısıl işlem sonrası elde edilecek sertlik değerler üzerinde en etkili parametredir. Ancak alaşımlı çeliklerde alaşım elementlerinin etkisi de mevcuttur. Her iki malzemenin içeriğindeki karbon miktarının aynı olması elde edilen sertlik değerlerinin de aynı değerlerde olmasına yol açmaktadır. Temperleme sıcaklığı arttıkça sertlik değeri düşmektedir. Bu da doğal bir sonuçtur. 67

80 5.5 Metalografik Ġncelemeler Mekanik deneyler sonucunda bulunan değerlerin doğruluğunu belirlemek, ısıl işlemlerin darbe direnci ve çentiksiz eğme deney sonuçlarını nasıl etkilediğini belirlemek için numunelerin iç yapıları ve kırık yüzey incelemeleri yapılmıştır. Öncelikle ısıl işlem yapılmış numunelerin iç yapılarının detaylı resimleri çekilerek elde edilen görünümler değerlendirilmeye alınmıştır. Metelografik incelemelere kırık yüzeylerinin tarama elektron mikroskobu ile (TEM) incelenmesi de yapılmıştır. Bu tür inceleme kırığın tipini, sünek ve gevrek veya hangi oranda sünek kırılmanın ortaya çıktığını belirlemek amacıyla yapılmıştır. 5.6 Ġç Yapı Ġncelemeleri Her iki malzemenin başlangıç şartlarındaki ve en yüksek sertliğin elde edildiği sertleştirme ısıl işlemi sonrası iç yapıları incelendiğinde, iç yapıların birbirine çok yakın özellikler gösterdiği görülmektedir. Şekil 5.16 da 860 ºC de yapılan ostenitlemeden sonra yağda sertleştirilen AISI4140 ve AISI4340 çeliğinde bu işlem sonucunda oluşan martenzitik yapı açıkça görülmektedir. a) AISI 4140 b) AISI 4340 Şekil 5.16: Yağda sertleştirme sonrası iç yapıların görünüşü (X1000). 68

81 a) AISI 4140 b) AISI 4340 Şekil 5.17: 150 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapıların görünüşü (X1000). a) AISI 4140 b) AISI 4340 Şekil 5.18: 250 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000). 69

82 a) AISI4140 b) AISI 4340 Şekil 5.19: 275 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000). Temperleme sıcaklığının yükselmesi ile çeliğin mikro yapısında da çeşitli değişiklikler meydana gelir. 200 C ye kadar martenzit yapının dağlanmış görünümü koyudur ve siyah martenzit adını alır (Asil Çelik, 1984). Bu sıcaklığa kadar yapılan temperleme işleminde, yüksek sertlikteki martenzitin tetragonal kristal yapısı bozularak karbür ve düşük karbonlu martenzit meydana gelir. Bu durumdaki çelik hala yüksek sertlik değerine sahiptir. Ancak iç gerilmelerin büyük bir kısmı ortadan kalkmıştır (Asil Çelik, 1984). Temperleme sıcaklığına bağlı olarak oluşan iç yapılar Şekil 5.17 Şekil 5.23 arasındaki şekillerde görülmektedir. a) AISI 4140 b) AISI 4340 Şekil 5.20: 315 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000). 70

83 a) AISI 4140 b)aisi 4340 Şekil 5.21: 350ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000). a) AISI 4140 b) AISI 4340 Şekil 5.22: 450 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000). 71

84 a) AISI 4140 b) AISI 4340 Şekil 5.23: 550 ºC temperleme sonrası oluşan iç yapılar (X1000). 5.7 Taramalı Elektron Mikroskopu (TEM) Ġncelemeleri Deney numunelerinin kırık yüzeylerini daha detaylı inceleyebilmek amacıyla TEM çalışmaları da yapılmıştır. Özellikle kırık yüzeylerinin kırılma tipini bölgesel olarak belirlemek amaçlanmıştır. TEM görüntüleri makro açıdan ve detay görüntü almak üzere değerlendirilmiştir. TEM çalışmalarında daha önceki incelemelerin ağırlıklı olarak AISI4340 malzemeyi ön plana çıkarmasından dolayı bu malzeme üzerinde yoğunlaşılmıştır. AISI4340 çentik darbe numunesinin 350 ºC de ve 550 ºC de temperleme şartlarındaki kırık görünüşleri Şekil 5.24 ve Şekil 5.25 de verilmiştir. Kırık yüzeyinin makro görüntüsü lifli kırılma bölgesi ile kayma kırılması bölgesini çok açık şekilde göstermektedir (Şekil 5.24b). Bu kırık tipi de tipik sünek kırılmayı gösteren bir görünüştür. Kırık yüzeyinde gömülü inklüzyonlar görülmektedir. Çok sayıda küçük boyutlu çanak koni tipi kırılma kırık kesitinde yaygın olarak görülmektedir (Şekil 5.24b). Sünek bölgenin detaylı görüntüsü Şekil 5.24c deki gibidir. Kırık yüzeyinde görülen dimple yapı kırılmanın inklüzyonlardan kaynaklandığını göstermektedir (Das, vd.,2007). 72

85 Dimple İnklüzyon a) Makro görünüşü (X25). b) Gevrek kırılma yüzeyi (X1000). c) Sünek kırılma yüzeyi (X1000). Şekil 5.24: AISI4340 çentik darbe numunesi kırığının TEM görüntüleri (350ºC T). AISI4340 malzemeden çentik darbe deneyi numunesinin 550 ºC de temperleme ısıl işlemi uygulanmış halde kırık yüzeyi Şekil 5.25a da gösterilmektedir. Verilen TEM görüntüleri içinde en sünek görünüş bu numuneden elde edilmiştir. Bir miktar ovalleşmiş gamzeler (dimple yapı) belirgin halde gözlenmektedir (Şekil 5.25c). Kırık kesitinde gevrek kırık bölgeleri oldukça sınırlıdır (Şekil 5.25b). 73

86 Petek yapı Mikro boşluk. a) Makro görünüşü (X25). b) Gevrek kırılma yüzeyi (X1000). c) Sünek kırılma yüzeyi (X2500). Şekil 5.25: AISI4340 çentik darbe numunesi kırığının TEM görüntüleri (550ºC T). 5.8 Kırık Parça Analizi Yarı otomatik av tüfeklerinde özellikle patlamanın gerçekleştiği namlunun arka kısmında bulunan kilit mekanizmasını oluşturan parçalar en fazla zorlamaya maruz kalan parçalardır. Bu parçaların imalatında kullanılan malzemelerin dünya ortalaması olarak bilinen bin fişek tüketiminde hasara uğramayacak nitelikte olması gerekmektedir. Bunun için bu kısımlarda yüksek mekanik özellik kazandırılmış çelik malzemelerin kullanımı tercih edilir. 74

87 Kilit genellikle AISI4140 veya AISI4340 çelik malzemeden imal edilmektedir. Düşük alaşımlı çelik grubunda incelenen bu çelik parçaya talaşlı işlem sonrası sertleştirme ve temperleme ısıl işlemi uygulanmaktadır. Kilitin, bazen deneme atışında çoğu kere de 5 bin fişek atışından sonra hasara uğradığı rapor edilmektedir (Kuzu, 2008). Şekil 5.26 da hasara uğramış kilit parçaları verilmektedir. Hasar keskin köşeli birleşme bölgesinde oluşurken, kırık şekli daha çok gevrek kırık tipine uyum göstermektedir. Şekil 5.26: Erken hasara uğramış kilit parçaları. Fişek atımları sonrası fişek yatağından boş kovan atma zorluğu önemli bir teknik problemdir. Bir yandan tasarım, diğer yandan fişek yuvası malzemesine uygulanan yüzey işlemlerinde iyileştirme gerektiren problemin çözülmesi amaçlanmaktadır. Fişek boyutlarının standart olması ve sabit olması tasarımda boyut ve şekil değişimini çok fazla sınırlamaktadır. Kırık parçalar üzerinde yapılan incelemelerde hasarın keskin köşeli birleştirme bölgelerindeki gerilme yığılmalarından kaynaklanan çatlak başlaması ve ilerlemesi neticesinde ortaya çıktığı açıkça görülmektedir. Bu nedenle tasarım iyilileştirmesi çalışmalarında öncelikle keskin köşelerden kaçınılması gerektiği anlaşılmaktadır. Sonlu elemanlar analizinde bu kısım detaylı olarak incelenecektir. Kırıklarda görülen gevrek kırılmanın daha yoğun görülmesi parçaların ısıl işlemlerinin uygun yapılmadığını da göstermektedir. Bu nedenle daha önceki bölümlerde incelenen mekanik deney sonuçlarına göre uygun ısıl işlemlerle bu durumun da giderilebileceği görülmektedir. Ülkemizde KOBİ tarzında ve küçük işletmeler şeklinde olan tüfek imalatçılarında yukarıda sıralanan teknik problemlerin neden olduğu arızalı ürünlerden ve/veya kalite yetersizliğinden kaynaklanan yıllık üretim kaybının gerçekleşen üretim 75

88 kapasitesinin %50 mertebesinde olduğu tahmin edilmektedir. Bir yandan normal kapasitenin kullanılamaması diğer yandan %50 lere varan ürün kaybı işletmelerin ve dolayısı ile ülkenin ekonomik kaybıdır. Tez çalışması ile kilit parçası üretiminde kullanılacak uygun malzemenin seçimi ve bu tür parçalara uygulanacak uygun ısıl işlemler ile birlikte uygun tasarım yapılması sağlanacaktır. Bu sayede yarı otomatik av ve spor tüfeği imalatı yapan işletmelerinde imalatın kalitesinin de artırılmış olması hedeflenmektedir. Genel anlamda sağlanacak iyileştirme sonucu elde edilecek kalite artışına bağlı olarak firmaların marka itibarı da artabilecek ve marka oluşumuna da katkı sağlanmış olacaktır. 5.9 Sonlu Elemanlar Analizi Sonuçları Çalışma şartları ve yükleme durumu Bölüm 4.7 de detaylı olarak tanımlanan kilit parçasının ANSYS analizinde öncelikle halen kullanılmakta olan ve sonra kısmi tasarım değişikliği yapılan parça şekli ve boyutlar kullanılarak analiz yapılmıştır. Namlu içinde oluşan basıncın parça ürerindeki oluşturduğu gerilmelerin dağılımının belirlenmesi amacı ile statik analiz yapılması tercih edilmiştir. Çalışmada şekli ve boyutları Şekil 4.17 de verilen ve halen kullanılmakta olan kilit parçası ile tasarım değişikliği yapılan kısımları Şekil 4.18 de gösterilen aynı parçanın kısmi tasarım değişikli yapılmış kilit parçasının ANSYS analizi yapılmıştır. Her iki parçaya iki farklı yükleme şartları uygulanmıştır. Öncelikle patlamanın ilk başlama anı olan zamanda parça ön kısmına etki eden maksimum namlu basıncı ve sonrasında azalan namlu iç basıncı ile birlikte kol ve borusunun birlikte kilit alt tırnağına vurma anındaki kuvvetler uygulanmıştır. Analiz yapılan kilit parçasına önce mesh işlemi yapılmıştır (Şekil 5.27). Kilit parçası ateşleme öncesi mekanizma içinde alttan sürgü kolu, arkadan icra yayı, önden mekanizma ön yüzü ve üstten de mekanizma kepi tarafından sabitlenmiş vaziyettedir. Bu durumun modellenmesi için parça A noktasından sabit mesnetle mesnetlenmiştir. B noktasında içinden icra yayı geçen yarı silindirik kısmın altındaki dikdörtgen kesitli bölge mekanizma içindeki yuvasında olup y ekseni yönünde hareket edememektedir. B noktası da y ekseni boyunca harekete sınırlandırılmıştır. Ateşleme sonrası namlu iç basıncı artmakta ve kısa zamanda en üst değere çıkmaktadır. 76

89 Şekil 5.27: Kilit parçası mesh işlemi. Namlu basıncının maksimum olduğu anda kilite mekanizma yüzeyi üzerinden yaklaşık 600 bar basınç uygulanmaktadır. Bu yük de C noktasından 60 MPa olarak uygulanmıştır (Şekil 5.28). Bu yükleme koşulları I nolu yükleme olarak adlandırılmıştır. Şekil 5.28: Kilit parçasına I nolu yükleme koşullarının uygulanması. 77

90 Şekil 5.29: Toplam yer değiştirme. Yukarıda bahsedilen sınır şartları ve yüklemeler altında ANSYS.11 Workbench programı ile çözüm yapıldığında toplam deformasyonun en fazla kilit ön tırnakları ucunda meydana geldiği görülmektedir. ANSYS analizinde bu basınç değerleri ve program kütüphanesindeki malzeme özellikleri kullanılmıştır. Analizlerde SI birim sistemi esas alınmıştır. Analiz sonucunda kilit parçada meydan gelen yer değiştirme değerleri Şekil 5.29 da, toplam gerilme (von- Mises) değerleri Şekil 5.30 da, ve maksimum-minimum gerilme değerleri Şekil 5.31 de kayma gerilmesi (sigma-xy) Şekil 5.32 de verilmektedir. Analiz sonucunda ortaya çıkan yer değiştirme değeri 0,05565mm olarak elde edilmiştir. Bu parçanın fişeğin ateşlenmesi sonucu hızla ortaya çıkan yüksek basınç altında parçanın farklı bölgelerinde değişik yer değiştirme değerleri ortaya çıkmaktadır. Özellikle sabit mesnet olarak mesnetlenen A noktası ile kilit arka tırnaklarının arka kısmında malzeme rijit cisim gibi davranmakta ve adeta hiç yer değiştirme göstermemektedir. Bu durumda parçanın omuz ve tırnak bölgelerinde darbe etkisinden dolayı kilit parçada erken hasar ortaya çıkmaktadır. 78

91 Şekil 5.30: Eşdeğer gerilme. Şekil 5.31: Maksimum ön gerilme. 79

92 Şekil 5.32: Kayma gerilmesi. Analizdeki gerilme sonuçlarına bakıldığında eşdeğer gerilmenin 1122 MPa değerine kadar ulaştığı görülmektedir. Maksimum asal gerilmelerin 932 MPa, kayma gerilmeleri ise çeki yönünde 155 MPa, bası yönünde 636 MPa olarak gerçekleşmektedir. Tasarım emniyet açısından değerlendirildiğinde kilit üst kısmındaki A noktasının keskin köşelerinin gerilme yığılma bölgeleri olduğu görülmektedir. Emniyetli tasarım için keskin köşelere radyus verilmesi gerektiği açıkça görülmektedir. Kilit parçasına sadece namlu iç basıncından kaynaklanan bir yük altında olmadığı daha önce belirtilmişti. Çok kısa sürede maksimum değere ulaşan namlu iç basıncı zamanla azalmaktadır. Oluşan basıncın bir kısmı mekanizmanın hareketi için sürgü kolunu geri getirmekte ve sürgü kolu ile birlikte kilit arka tırnağına yaklaşık 5250 kn luk bir kuvvet uygulamaktadır (Özmen, 2007). Bu anda namlu içindeki halen mevcut ve yaklaşık 250 bar civarına düşen namlu iç basıncı parçaya alından etki etmektedir. Bu şartlardaki yükleme durumu Şekil 5.33 de görülmektedir. Bu yükleme koşullarına II nolu yükleme denmiştir. 80

93 Şekil 5.33: Kilit parçasına II nolu yükleme koşullarının uygulanması. Şekil 5.34: II nolu yükleme koşulları için toplam şekil değiştirme. 81

94 Analiz bu yükleme şartları alında yapıldığında toplam deformasyon sonuçları Şekil 5.34 deki gibi oluşmuştur. En büyük deformasyonun mm ile alt tırnak ucunda oluştuğu tespit edilmiştir. Bu da beklenen bir sonuçtur. Von- Mises eşdeğer gerilme sonuçları incelendiğinde en büyük gerilmenin 1834 MPa olduğu anlaşılmaktadır (Şekil 5.35). Gerilme yığılmalarının olduğu bölgeler ise kilit omuz kısmı keskin köşesi ile kilit arka tırnağının ön ve arka kısımlarıdır. Yapılan kırık parça analizlerinde kilit parçasının çoğunlukla bu bölgelerden hasara uğramış olduğu gözlemlenmiştir. Yapılan analizin sonucu bu bulguyu doğrulamaktadır. Oluşan 1834 MPa lık gerilme ısıl işlem uygulanmış ve 450 ºC de temperlenmiş AISI4340 çeliğinin bu şartlardaki çekme ve akma dayanımlarından daha yüksektir. Gerilme yığılmalarının olduğu bölgelerde başlayan çatlak başlama noktaları kısa sürede ilerleyerek parçanın erken hasarına yol açmaktadır. Bu hasar genellikle kilit arka tırnağının kilit ana gövdesinden ayrılması şeklinde oluşmaktadır. Şekil 5.35: II nolu yükleme koşulları için eşdeğer gerilme. 82

95 Şekil 5.36: II nolu yükleme koşulları için maksimum minimum gerilmeler. Şekil 5.37: II nolu yükleme koşulları için kayma gerilmeleri. 83