SICAK HADDE MAMULÜ Ç8620 ÇELİK ÇUBUĞUN MEKANİK ÖZELLİKLERDEKİ ANİZOTROPİK DURUMUN İNCELENMESİ

Transkript

1 SICAK HADDE MAMUÜ Ç8620 ÇEİK ÇUBUĞUN MEKANİK ÖZEİKERDEKİ ANİZOTROPİK DURUMUN İNCEENMESİ Yusuf ÖZÇATABAŞ G.Ü. Teknik Eğitim Fakültesi, Metal Eğt. Böl., Beşevler, Ankara/TÜRKİYE ÖZET Elektrik ark ocağında üretilmiş ve sıcak haddelenmiş Ç8620 yuvarlak çelik çubuğun mekanik özelliklerindeki anizotropik durum incelenmiştir. leme doğrultusuna =0, =45 ve =90 açı ile hazırlanan çekme ve çentik darbe numunelerine çekme ve izod darbe deneyleri yapılmıştır. Farklı doğrultulardaki bu numunelerin süneklikleri, çekme, akma ve darbe dayanımları belirlenmiştir. Tarama elektron mikroskop çalışmaları ve EDAX analizleri ile kırık yüzey morfolojileri incelenmiş ve inklüzyon türleri belirlenmiştir. leme doğrultusunda uzamış inklüzyonları sebebi ile çelik çubuğun bu doğrultuya dik doğrultudaki süneklik ve darbe dayanımında aşırı düşüş belirlenmiştir. Ancak, akma ve çekme dayanımında yöne bağlı belirgin bir değişiklik olmamıştır. Anahtar kelimeler: Çelik, Anizotropi, Mekanik Özellikler INVESTIGATION OF ANISOTROPY AT THE MECHANICA PROPERTIES OF HOT ROED 8620 STEE BAR ABSRACT The anisotropic behaviour of the mechanical properties of hot rolled round product produced in electric arc furnace was investigated. Tensile and izod impact tests were conducted on the specimens had been cut out in =0, =45 and =90 to the rolling direction. Ductility, tensile stress, yield stress and impact values of these specimens in various directions were examined. Morphologies of fracture surfaces and types of inclusions were investigated by scanning electron microscopy together with EDAX analyses. The decrasing of ductility and impact value at the transverse direction were due to the sulphide inclusions which are aligned in the rolling direction of steel bar 1

2 were determined. But, yield stress and tensile stress of steel bar were found to be isotropic. Key Words : Steel, Anisotropy, Mechanical Properties 1. GİRİŞ Ç8620 (21NiCrMo2) sıcak hadde mamulü yuvarlak çelik çubuklar genellikle otomobil ve traktör dişlileri yapımında kullanılan sementasyon çelikleridir (1,2). Çelik imalatçısı firmalar ürün kataloglarında bu malzemelerin mekanik özelliklerini belirtirken genellikle hadde doğrultusunda çıkarılan numunelerle test edilen mekanik özellik değerlerini vermektedirler. Ancak bu kalitedeki bir yarı mamul çelik malzeme, örneğin düz dişli yapımında kullanılıyorsa özellikle hadde doğrultusuna dik doğrultuda yüklemeye maruz kalır ve bu doğrultuda malzemenin özellikle darbe dayanımının yüksek olması istenir. Dişli çark veya kasnak vasıtasıyla güç aktaran miller, aynı şekilde kama/dişli bağlantısı vasıtasıyla haddeye dik doğrultuda yüklenirler (3). Bu durumda Ç8620 çeliğinin kullanım alanı dikkate alındığında mağruz kaldığı yükleme yönü daha çok haddeye dik yöndür. Öyleyse bu çeliğin mekanik özelliklerinin mümkün olduğunca izotropik olması gerekir. Ancak, gerek çeliğin üretim aşamalarındaki (kimyasal kompozisyon, kalıntılardan arındırma, katılaşma ve gaz alma vb.) ve gerekse şekillendirilmesi sırasındaki termomekanik işlem parametrelerinden kaynaklanan sebeplerden mekanik özelliklerdeki anizotropi kaçınılmazdır (4-7). Özellikle haddeleme ve dövme yöntemi ile şekillendirilen çeliklerin, deformasyon yönünde kalıntıların ve ikinci fazın yönlenmesi sonucu oluşan mekanik fiberleşme, mekanik özelliklerin anizotropisine sebep olur. Mikro segregasyon ve dentiritik yapı da deformasyona dik yönde sünekliğin daha az olmasına sebep olan diğer faktörlerdir ( 8-11). Bu çalışmada, imalat sanayiinde geniş kullanım alanına sahip olan Ç8620 çeliğinin, kullanıldığı yerdeki fonksiyonları dikkate alınarak hadde doğrultusunda ve haddeye dik doğrultuda mekanik özelliklerindeki değişim incelenmiştir. 2. DENEY MAZEMESİ VE DENEY METODU Deneysel çalışmalar için, MKE Kırıkkale çelik fabrikası ark ocağında üretilmiş (alüminyum ile deokside edilmiş) sıcak haddeleme yöntemiyle yarı mamul hale 2

3 getirilmiş, 90 mm lik, Ç8620 sementasyon çeliği kullanılmıştır. Deney numunesinin kimyasal kompoziyonu Çizelge 1 de verilmiştir. Çizelge 1. Deney Numunesinin Kimyasal Kompozisyonu (%Ağırlık) Numune C Cr Mn Mo Ni P S Ç ,217 0,494 0,971 0,186 0,437 0,014 0,036 Malzemenin hadde yönünde ve haddeye dik mikroyapısı Şekil 1 de gösterilmiştir. Sıcak haddelenmiş numunenin mikroyapısı ferrit+perlit+beynit fazından ibarettir. Nokta sayım metodu ile yapılan faz oranlarının hesaplanmasında, % 26,3 perlit, % 4,3 oranında beynit ve kalanı ferrit fazı olarak belirlenmiştir. doğrultusundaki mikroyapı fotoğrafında bir miktar ferrit bantlaşma eğilimi görülmektedir. a Şekil 1. Deney Numunesinin Mikroyapısı; Doğrultusunda Doğrultusuna Dik (%2 Nital - 100X) Numunenin mekanik özelliklerindeki anizotropik durumu belirleyebilmek için, Şekil 2 de gösterilen doğrultularda ( =0, =45 ve =90 ) çekme ve çentik darbe numuneleri çıkartılmıştır. Çekme numuneleri TS 138 ve çentik darbe numuneleri TS 269 a uygun olarak hazırlanmıştır. Çekme deneyleri G.Ü.T.E.F. malzeme laboratuarında bulunan maksimum 20000N kapasiteli ve 100N hassasiyetli tensiyometre ile, çentik darbe deneyi ise G.Ü.M.M.F. Makine Mühendisliği Mekanik aboratuarında bulunan çentik darbe cihazında yapılmıştır. Kırık yüzeyler, TPAO Araştırma Merkezi Tarama Elektron Mikroskop aboratuarında incelenmiş ve EDAX analizi yapılmıştır. 3

4 Politeknik Dergisi Cilt: 4, Özel Sayı, 2002 / Journal of Polytechnic Vol: 4, Special issue, 2002 Şekil 2. Çekme ve Çentik Darbe Numunelerinin Çıkarılma Doğrultuları Şekil 3 de mekanik özelliklerin belirlenmesinde kullanılan çekme ve çentik darbe deney numunelerinin ölçüleri verilmiştir. Çentik darbe numunesinin çentiği, =90 için hadde yönünde olmak üzere diğer açılar için de bu yönü muhafaza edecek şekilde yatırılmıştır Şekil 3. Çekme ve Çentik Darbe Numunelerinin Boyutları 3. DENEY SONUÇARI VE TARTIŞMA yönünde, hadde yönüne dik ve bu yöne 45 açı yapan çekme deney numunelerinin akma ve çekme mukavemetlerindeki değişim Şekil 4 deki grafikte verilmiştir. Deneylerde, hadde yönündeki numune ile haddeye dik numunelerin akma ve çekme dayanımlarında önemli bir farklılık oluşmadığı görülmektedir. Ancak, =0 den =90 ye arttıkça akma mukavemetinde hafif artış eğilimi mevcuttur. Genel olarak, haddelenmiş çelik çubuğun akma ve çekme dayanımı bakımından izotropik olduğu söylenebilir. 4

5 DAYANIM N/mm 2 Politeknik Dergisi Cilt: 4, Özel Sayı, 2002 / Journal of Polytechnic Vol: 4, Special issue, 2002 HADDE ÇUBUĞUN EKSENİ VE NUMUNE EKSENİ ARASINDAKİ AÇI ( )- DERECE Şekil 4. Çelik Çubuğun leme Doğrultusuna Göre Belirli Açılarda Hazırlanmış Numunelerin Akma ve Çekme Dayanımlarındaki Değişim çubuk malzemenin haddeleme doğrultusundan haddelemeye dik doğrultuya doğru sünekliklerindeki değişim ilişkisi Şekil 5 de verilmiştir. doğrultusundaki numunelerin kesit daralma sünekliği z = %62 civarında iken haddeye dik doğrultuya doğru aşırı düşüş göstererek = 90 için yaklaşık z = %8 e düşmüştür. Benzer ilişki kopma uzaması ile belirlenen süneklikde de mevcuttur. leme doğrultusundaki çekme numunelerinin kopma uzamasındaki sünekliği yaklaşık A = %30 iken, = 90 için A = %8 civarındadır. Buradan açıkça görülmektedir ki, hadde çelik çubuğun haddeleme doğrultusundaki sünekliğine göre haddeye dik doğrultuya doğru süneklikde aşırı düşüş mevcuttur. Bu durum özellikle kesit daralmasına bağlı belirlenen süneklik için daha belirgindir. 5

6 KIRIMA ENERJİSİ (İZOD) - JOUE SÜNEKİK - % Politeknik Dergisi Cilt: 4, Özel Sayı, 2002 / Journal of Polytechnic Vol: 4, Special issue, 2002 HADDE ÇUBUĞUN EKSENİ VE NUMUNE EKSENİ ARASINDAKİ AÇI ( )- DERECE Şekil 5. Çelik Çubuğun leme Doğrultusuna Göre Belirli Açılarda Hazırlanmış Numunelerin Sünekliklerindeki Değişim Mekanik özelliklerdeki bu yönsel farklılığın diğer bir etkisi de hadde çubuğun kırılma enerjisinde belirlenmiştir. Şekil 6 da görüldüğü gibi, hadde doğrultusundaki çentik darbe numunelerinin kırılma enerjileri 85 joule civarında iken, haddeleme doğrultusuna dik numunelerin kırılma enerjilerinde aşırı düşüş meydana gelmiş ve = 90 için kırılma enerjisi yaklaşık 17 joule e düşmüştür. HADDE ÇUBUĞUN EKSENİ VE NUMUNE EKSENİ ARASINDAKİ AÇI ( )- DERECE Şekil 6. Çelik Çubuğun leme Doğrultusuna Göre Belirli Açılarda Hazırlanmış Numunelerin Kırılma Enerjilerindeki Değişim 6

7 doğrultusundaki çentik darbe numunesinin kırık yüzeyinin tarama elektron mikroskop görüntüsü ve EDAX sonucu Şekil 7 de verilmiştir. Sünek kırılma modunda görünen kırık yüzey görüntüsünde, içlerinde inklüzyonlarının bulunduğu derin oyuklar açıkça görülmektedir. Do Ha Şekil 7. Doğrultusundaki ( =0 ) Numunenin Kırık Yüzeyi Kırık Yüzey Oyuğunda İşaretlenen İnklüzyonun EDAX Analizi leme doğrultusunda deformasyona uğramış ve uzamış inklüzyon oyukları birbirine yaklaşık 20 m yakınlıkta ve hadde doğrultusunda birbirlerine paralel durumdadırlar. İnklüzyon çapları yaklaşık 1,5 m civarında olmasına rağmen, oyuk çapları inklüzyon çapının 4-5 katı civarındadır ve kırık yüzeye doğru delik ağzında bu çap çok daha fazla büyüyerek inklüzyon oyuklarını birleştirmiştir. 7

8 Do H H Ha Şekil 8. Doğrultusuna Dik ( =90 ) Numunenin Kırık Yüzeyi Bu yüzeyde İşaretlenen İnklüzyonların EDAX Analiz Sonuçları Şekil 8 de gösterilen hadde doğrultusuna dik çentik darbe numunesinin kırık yüzeyinde ise ve Al 2 O 3 inklüzyonlarının yoğun olduğu iki bölge görülmektedir. inklüzyonları, haddeleme doğrultusunda deformasyona uğramış ve uzamışlardır. Kırık yüzeyde kalan en büyük tek parça boyutu 40 m civarındadır ancak bu inklüzyonun sebep olduğu hadde doğrultusundaki çukurun uzunluğu 120 m civarındadır. Bununla birlikte hadde doğrultusundaki inklüzyon oyuklarının boy/en oranı inklüzyon oranları ile paralellik göstermektedir. Bu bölgede, numunenin kırılması sırasında inklüzyon oyuklarının enine doğrultuda deformasyona uğradığı ve çukurun genişlediği görülmektedir. Al 2 O 3 inklüzyonlarının yoğun olduğu bölgede ise kırılma daha farklıdır ve inklüzyonların bulunduğu bölgede kırılma oyuğunun boy/en oranı bakımından daha homojen kırılma yüzeyi oluşmuştur. 8

9 Bir çatlak yayılama modeli, çatlak ucu ve komşu bir (veya çatlak) arasındaki bölgede meydana gelen kesme deformasyon yoğunluğunun artışı dikkate alınarak Şekil 9a daki gibi şematize edilmiştir (8). Eğer çatlak ucu yakınında bir mikroçatlak, veya inklüzyon varsa, plastik deformasyon çatlak ucu ve arasındaki bölgede oluşmak zorundadır. Kesme deformasyon bölgesi içinde oluşturulan gerinme miktarı çok büyük olabilir. Bu durum, o bölgede birçok mikroçatlağın çekirdeklenmesine ve hızlıca büyümesine sebep olacaktır. Boşlukların içerden boyunlaşmasıyla veya grup olarak büyümesi yoluyla ilerleyen çatlak mesafesi içinde büyük boşluğa doğru yayılarak bu bölgeyi ikiye ayırır. Şekil 7a ve 8a daki gibi bazı kırılma yüzeyi fotoğrafları, uzun veya büyük oyuklar arasında daha küçük oyukların ( ) varlığını göstermektedir. Bu etki, büyük ve çatlak ucu arasındaki bölgede kesme yoğunluğu içinde şekillendirilmiş birçok mikroçatlağın varlığını gösterir. Doğrultusu Doğrultusu Doğrultusu Doğrultusu Doğrultusu Doğrultusu İnklüzyon Doğrultusu veya İnklüzyon veya Doğrultusu Maksimum Maksimum kesme kesme gerilmesi düzlemi Boşluk İnklüzyon veya İnklüzyon veya Boşluk Kesme deformasyonu Maksimum kesme Doğrultusu Doğrultusu İnklüzyon veya Maksimum kesme Boşluk yoğunlaşma bölgesi Doğrultusu Al 2O Doğrultusu 3 Maksimum kesme yoğunlaşma yoğunlaşma bölgesi bölgesi 20 m Doğrultusu Doğrultusu Doğrultusu 20 m (Derinlik Doğrultusu (Derinlik w) w) Doğrultusu Doğrultusu Şekil 9. Boşluk Boşluk Yayılma Modeli Eksenel Yükleme ( =0 ) Dik Yükleme Kesme deformasyonu İnklüzyon veya yoğunlaşma bölgesi ( =90 ) 10 m yoğunlaşma bölgesi Maksimum kesme 10 m (Derinlik İnklüzyon w) veya İnklüzyon veya gerilmesi b düzlemi İnklüzyon b veya Al 2O 3 Al 2O 3 Maksimum 20 m kesme Maksimum kesme Maksimum kesme 20 m Boşluk Şekil 9b ve Şekil 9c de haddeleme doğrultusunda uzamış inklüzyonların yoğunlaşma bölgesi konumu ve maksimum Boşluk kesme düzlemi arasındaki Boşluk geometrik ilişki gösterilmiştir. Boşluk Şekil Al 2O 3 Al 9b de 2O 3 gösterilen yoğunlaşma 10 20eksenel m bölgesi 10 çekmede m inklüzyonlarda yoğunlaşma bölgesi çekirdeklenen ların yoğunlaşma oranı bölgesi 20 m b (Derinlik b w) 9 10 m Al 2O 3 10 m b 20 m b Al 2O 3 Al 2O 3 Doğrultusu Doğrultusu İnklüzyon veya Maksimum kesme Boşluk b yoğunlaşma bölgesi Al 2O 3 Al 2O 3 Doğrultusu Doğrultusu İnklüzyon veya Maksimum kesme Boşluk yoğunlaşma bölgesi Al 2O 3 20 m 10 m

10 küçüktür. Çünkü çekme doğrultusuna dik düzlem üzerindeki inlüzyonların taranan alanları dardır. doğrultusunda uzamış inklüzyonlar maksimum kesme gerilmesi düzlemine 45 derece açı ile çapraz konumdadırlar. İnklüzyonlar veya lar tarafından kesilen alan, inklüzyonların matrise göre hacimsel oranları kadar küçüktür. Bu değerlendirmelerden, çekme doğrultusunda uzamış inklüzyonların kırılma üzerine önemli bir etkisi olmadığı söylenebilir (7,8). Şekil 9c de gösterildiği gibi enine çekme durumunda, ların oranı boyuna (eksenel) çekmeye göre daha yüksektir. Çünkü yükleme doğrultusuna çapraz düzlem üzerindeki inklüzyonların tarama alanı Şekil 9b den çok daha büyüktür. Birbirine yakın paralellik içinde yayılmış olan lar sebebiyle maksimum kesme içinde birçok yer almış olabilir. Düzlem üzerinde kesilen alan oranı çok büyüktür ve kesme bölgesinin derinliği (ların uzunlukları ile kıyaslanabilir) kesme bölgesinin genişliğinden (lar arsındaki mesafe) daha büyüktür. bu düzlemler üzerinde yoğunlaşacak ve küçük bir gerinimde kopma tamamlanacaktır. Bu kırılma modunda enerji tüketim oranı diğer durumdan daha az olacaktır (7,8,11). 4. SONUÇ VE ÖNERİER Sonuç olarak, maksimum kesme üzerinde, kısa mesafe ile birbirine paralel konumlanmış olan uzun lar yoluyla küçük bir gerinmede çatlaklar yayılmaya başlar. Kırılma yüzeyinde oluşturulan uzun ve dar oyuklar sebebiyle, enine süneklik boyuna süneklikten çok daha az olmaktadır. Bu etki aynı zamanda, malzemenin darbe dayanımında anizotropik özelliğe sebep olmaktadır. Ç8620 çeliğinde hadde doğrultusuna göre haddeye dik doğrultuda çok daha düşük kırılma enerjisi belirlenmiştir. Bu nedenle, haddeye dik doğrultudaki darbe etkili yüklemelere maruz ortamlarda kullanımının uygun olmayacağı söylenebilir. Ancak, akma ve çekme mukavemetlerindeki izotropik özelliği sebebiyle, statik yükler altında çalıştığı ortamlarda yükleme yönünün önemiz olduğu görülmektedir. KAYNAKAR 1. MKE Normu Özel Nitelikte Çelik Türleri Katoloğu, MKE Basımevi,

11 2. Çelik Türleri Kataloğu, T.E.F. Matbaası, 1980, Ankara 3. Beer, F.P., Johnston, E.R., Mechanics of Materials, McGraw-Hill, Sun, J., Boyd, J.D., Effect of thermomechanical processing on anisotropy of cleavage fracture stress in microalloyed linepipe steel, Int. Journal of Pressure Vessels and Piping, 77, , (2000) 5. Sukapuntavorn, A., Somsiri, C., A comparative study of limiting strain in low carbon steel, Journal of Materials Processing Technology, 63, , (1997) 6. Mendoza, R., Huante, J., ve diğerleri, Processing of ultra low carbon steels with mechanical properties adequate for automotive applications in the as-annealed condition, Materials Science and Engineering, A276, , (2000) 7. Tau,., Chan, S..I., Effects of ferrite/pearlite alignment on the hydrogen permeation in a AISI 4130 steel, Materials etters, 29, , (1996) 8. Osakada, K., Kido, H., The anisotropy of ductility in carbon steel, Bulletin of JSME, Vol.26, No.222, , (1983) 9. Kayalı, E.S., Ensari, C., Metallere Plastik Şekil Verme İlke ve Uygulamaları, İTÜ, Dieter, E.G., Mechanical Metallurgy, McGraw-Hill, UK, Samuels,.E., Optical Microscopy of Carbon Steel, American Society for Metals, USA,