Ti6Al4V ALAŞIMININ ÇAPRAZ KAMA HADDELEME İŞLEMİ VE HASAR OLUŞUMU: GENİŞLETME AÇISININ VE ALAN İNDİRGEMESİNİN ETKİLERİ

Transkript

1 TMMOB Makina Mühendisleri Odası Konya Şubesi VI. Makina Tasarım ve İmalat Teknolojileri Kongresi Ekim 2011 Ti6Al4V ALAŞIMININ ÇAPRAZ KAMA HADDELEME İŞLEMİ VE HASAR OLUŞUMU: GENİŞLETME AÇISININ VE ALAN İNDİRGEMESİNİN ETKİLERİ Cenk Kılıçaslan 1, Metin Çakırcalı 1, İ. Kutlay Odacı 1, Mustafa Güden 1, Shchukin V.Y. 2, Petronko V.V. 2 1 İzmir Yüksek Teknoloji Enstitüsü, Müh. Fak. Makine Müh. Böl. İzmir/TÜRKİYE Tel: , e-posta: mustafaguden@iyte.edu.tr 2 Belarus Fizik Teknik Enstitüsü, Ulusal Bilim Akademisi, Minsk/BELARUS ÖZET Çapraz Kama Haddeleme (ÇKH), düşük malzeme sarfiyatı, yüksek üretim kapasitesi ve yüksek ürün kalitesi gibi avantajları olan bir metal şekillendirme yöntemidir. Bu avantajlarına rağmen, ÇKH işlemi sırasında iş parçasında meydana gelen hasar oluşumu henüz tam olarak anlaşılamamıştır. Bu çalışmada Ti6Al4V alaşımında ÇKH sırasında meydana gelen hasar, LS-DYNA programı ile oluşturulan üç boyutlu ısıl-mekanik sonlu elemanlar analizleri ile belirlenmiş ve önemli işlem değişkenlerinden olan genişletme açısının ve alan indirgemesinin hasara olan etkileri araştırılmıştır. Ti6Al4V alaşımının anlık akma gerilmesinin ve hasar oluşumunun modellenmesinde Johnson-Cook (JC) modeli kullanılmıştır. Yapılan ilk analizlerde simülasyondan elde edilen teğetsel kalıp kuvveti ile deneysel kuvvet karşılaştırılmış olup model doğrulanmıştır. Daha sonra yapılan analizlerden elde edilen sonuçlar hasarın iş parçasının orta kesitinde oluştuğunu, genişletme açısının ve alan indirgemesinin hasar oluşumunu önemli derecede etkilediğini göstermiştir. Anahtar Kelimeler: Ti6Al4V, Çapraz Kama Haddeleme, Sonlu Elemanlar Analizi, Hasar 1. GİRİŞ 1.1. Çapraz Kamalı Haddeleme ÇKH, iş parçasına teğet ve birbirine karşı hareket eden düz plakalar ya da merdaneler üzerine oluşturulmuş iki adet kama arasındaki silindirik iş parçasının adımlı eksenel parçalara dönüştürüldüğü bir plastik şekillendirme işlemidir. ÇKH işlemi genellikle yüksek sıcaklıklarda gerçekleştirilir. İş parçası hadde kalıbına girmenden önce ısıtılır ve soğumasına izin vermeden haddeleme işlemine tabi tutulur. ÇKH işlemi merdaneler üzerine oluşturulmuş kamalar ile yapıldığı gibi düz plakalar üzerine oluşturulmuş kamalar ile de gerçekleştirilebilir. Kullanılan merdane sayısı ve kama şekli iş parçası boyutlarına ya da verilmek istenilen şekle göre değişebilir. Yaygın kullanılan ÇKH kalıp türleri Şekil 1 de gösterilmiştir. (a) (b) (c) (d) (e) Şekil 1. ÇKH kalıp türleri: (a) tek hadde, (b) çift hadde, (c) üçlü hadde, (d) içbükey,(e) düz kama [1]

2 ÇKH işleminde, Şekil 2 de gösterildiği gibi iş parçasının şekillendirildiği dört ana bölge vardır. İşlem ilk olarak kesme bölgesi ile başlar. Bu bölgede (γ) eğim açısı sıfırdan başlar ve toplam yüzde alan indirgemesine, ([Δ A =100[1-(d/d 0 ) 2 ], d 0 ilk çap ve d ise son çaptır) kadar artar. Bu bölgede silindirik iş parçası çevresinde v- şeklinde yiv açılır. Kesme bölgesinde ilk şekli verilen iş parçası ikinci bölge olan yönlendirme bölgesine gelir. Bu bölgede, iş parçası üzerinde oluşturulan v-şeklindeki yiv düzgün bir hale getirilir. Parça buradan kalıbın ana şekillendirme bölgesi olan genişletme bölgesine gelir. Burada iş parçası genişliği artan kama ile genişletme açısı (β) değerinde uçlara genişletilir. İş parçası omuzlarda şekillendirme açısı (α) ile deforme olur. İş parçasının son şeklini aldığı bölge boyutlandırma gölgesidir. Boyutlar ve yüzey kalitesi bu bölgede verilir. Genişletme açısı sıfırdır ve kama profili değişmez. Boyutlandırma bölgesi kesiciler içerebilir. Kesiciler iş parçasının fazla kısımlarını uçlardan keser. Şekil 2. ÇKH kalıp yapısı 1.2 Çapraz Kamalı Haddeleme de Hasar Mekanizmaları ÇKH işleminde birçok hasar mekanizması mevcuttur ve metal şekillendirme endüstrisinde yaygın olarak kullanılmasına engel olan başlıca sebep bu mekanizmalardır. Oluşan hasarlar üç genel temel gruba ayrılmıştır[2]. Bunlar: (a) aşırı kayma, (b) yüzey kusurları (boyun verme, spiral yivler ve katlanma) ve (c) içsel boşluklardır. Şekil 3 de ÇKH işlemi sırasında meydana gelen hasarlar gösterilmektedir. Şekil 3. ÇKH işlem hasarları: (a) aşırı kayma, (b) boyun verme ve (c) iç boşluk [3] Aşırı kayma iş parçası ilerlemesi ile kalıp ilerlemesinin farklı olmasından ve kalıp ile iş parçası arasındaki sürtünmenin yetersiz olmasından kaynaklanmaktadır. Kayma, ÇKH işlemi sürecinde kademeli olarak artmaktadır. Sürtünme katsayısına oldukça duyarlı olan kayma, sürtünmenin kritik bir değere ulaşması ile azalmaktadır. Bu nedenle soğuk yapılan işlemlerde kayma en çok kesme ve yönlendirme bölgesinde görülmektedir. Sürtünme katsayısını artırmak ve kaymayı engellemek için kesme ve yönlendirme bölgeleri üzerine dişler/çentikler açılmaktadır. Boyun verme, iş parçasının orta bölgesinin gereğinden fazla incelmesidir. Boyun verme iş parçasının herhangi bölgesindeki gerilmenin maksimum normal çekme gerilmesinin üstüne çıkması ile oluşur ve bu durumda iş parçası akışı kırılmaya kadar devam eder. Boyun verme tıpkı çekme testinde olduğu gibi çekme gerilmesinin en yüksek olduğu bölge olan iş parçasının orta kısmında oluşur. İçsel boşluk oluşumu iş parçasını zayıflatır ve kırılmaya neden olabilir. İçsel boşluk oluşumu gözle fark edilemez; belirlenmesi için tahribatsız muayene tekniklerinin kullanılmasını gerektirir. ÇKH işleminde iki tip içsel kusur

3 bilinmektedir: iş parçası orta kesitinde dairesel ve merkez boyunca uzanan çapraz şeklindeki kırıklarlardır (Şekil 4). Şekil 4. ÇKH sırasında iş parçası kesitinde oluşan iç boşluk [3] Literatürde ÇKH işleminde meydana gelen hasarı inceleyen birçok çalışma vardır. Dong ve arkadaşları [1] yaptıkları çalışmada ÇKH işlemi sırasında oluşan aşırı kaymayı incelemişlerdir. Yapılan deneyler ile nümerik model sonuçlarını karşılaştırılarak model doğrulanmış ve alan indirgemesinin oluşan kaymaya etkisi incelenmiştir. Oluşan kaymanın işlem adımları boyunca arttığı, düşük alan indirgemesinin ise daha fazla kaymaya neden olduğu görülmüştür. Li ve Lovell [2] ÇKH işlemi sırasında oluşan kaymayı ve hasarı nümerik model ile incelemişlerdir. Kaymanın kesme ve yönlendirme bölgesinde oluştuğunu ve kritik sürtünme katsayısının 0.21 olduğunu bulmuşlardır. Oluşan hasarı ise efektif gerilme ve efektif plastik gerinim dağılımlarını inceleyerek tahmin etmişler ve oluşacak hasarı tahmin etmede gerinimin kullanılabilir olduğu sonucuna ulaşmışlardır. Li ve arkadaşları [3] şekillendirme, genişletme açısı ve alan indirgemesinin oluşan hasara etkilerini nümerik model ile incelemişlerdir. Sonuç olarak hasarın artan genişletme açısı ve alan indirgemesi ve düşen şekillendirme açısı ile arttığı görülmüştür. Dong ve arkadaşları [4] sürtünme katsayısının, şekillendirme ve genişletme açısının, alan indirgemesinin iş parçasının orta kısmında olan hasara olan etkilerini birincil gerilmeleri ve maksimum kayma gerilmesini göz önüne alarak incelmişlerdir. Sonuç olarak iş parçasının orta kesitinin çekme gerilmesine maruz kaldığını ve birincil gerilmenin bu bölgede periyodik olarak değiştiğini görmüş ve iç boşluk oluşumunu buna bağlamışlardır. Fang ve arkadaşları [5] rijit-plastik malzeme modeli kullanarak oluşturdukları nümerik model ile 1045 çeliği iş parçasında oluşan hasarı gerilmeleri inceleyerek tahmin etmeye çalışmışlardır. İş parçası orta kesitinin işlem sırasında basma ve çekme gerilmelerine periyodik olarak maruz kaldığı ve bunun orta bölgede çatlak oluşumuna sebep olduğu, ayrıca hidrostatik basıncın iş parçası dış yüzeyinde yüksek olduğunu ve bu nedenle dış bölgelerde de çatlaklar oluşabileceği sonucuna ulaşmışlardır. Barticki ve Pater [6] içi boş silindir parçalarında ÇKH işlemi sırasında meydana gelen hasarı incelemiş ve oluşan hasarı gidermek için üç merdanenin kullanıldığı yeni bir yöntem geliştirmişlerdir. Urankar ve arkadaşları [7] alan indirgemesinin ve iş parçası iç boşluk çapının iş parçasında meydana gelen çökmeye olan etkisini nümerik model ile incelemişlerdir. Sonuç olarak çökmenin genişletme ve şekillendirme açısından çok alan indirgemesine, iç boşluk çapına ve iş parçası malzemesine bağlı olduğu sonucuna varmışlardır. Bu çalışmada Ti6Al4V alaşımında ÇKH sırasında meydana gelen hasar, LS-DYNA programı ile oluşturulan üç boyutlu ısıl-mekanik sonlu elemanlar analizleri ile belirlenmiştir. ÇKH işleminde hasar analizi için iki farklı şekillendirme açısı ve iki farklı alan indirgemesi kullanılmıştır. Şekillendirme açısı (α) ve kalıp hızı analizlerde sabit tutulmuştur. İşlem, ilk sıcaklığı 600 o C olan iş parçası ile gerçekleştirilmiştir. Yüksek işlem sıcaklığı seçilmemesinin ana nedeni iş parçası üzerinde oksit tabakasının oluşması ve işlemi olumsuz etkilemesidir. 2. MALZEME VE HASAR MODELİ Çalışılan malzemelerin deformasyon davranışları ve hasar oluşumu JC gerilme[8] ve JC hasar modeli [9] ile belirlenmiştir. Bu modeller sırasıyla aşağıda verilmiştir; ve, f n * m A B 1 cln 1 T 0 * * D D expd 1D ln D T (1) (2)

4 Denklem 1 ve 2 de, ζ, ε ve sırasıyla, efektif gerilme, gerinim ve gerinim hızı, ε f efektif kırılma gerinimi, A, B, n, c, m, D 1, D 2, D 3, D 4 ve D 5 model sabitleri, 0 referans gerinim hızıdır. T* aşağıdaki denklem ile ifade edilir; T * T T T T m r r (3) Burada T, T r ve T m sırasıyla sıcaklık, referans ve ergime sıcaklığıdır. Denklem 3 de ζ * üç eksenli gerilme parametresidir ve çentikli bir numune için aşağıdaki gibi formüle edilir [10]: * h 1 a ln 1 (4) 3 2R Denklem 4 de ζ h ortalama gerilme, R çentik yarıçapı ve a ise numunenin boyun yarıçapıdır. Ti6Al4V alaşımının JC malzeme modelinin çıkarılması için yapılan deneylerde 4 mm çaplı ve 12 mm boyundaki numuneler kullanılmıştır. Statik testler deplasman kontrollü SHIMADZU AG-I test makinesi ile s -1 gerinim hızı aralığında yapılmıştır. Aynı numunelerin yüksek gerinim hızlarındaki testleri 316 L paslanmaz çelik çubuklu çekme Split Hopkinson Basınç Barı (SHBB) test düzeneği ile s -1 gerinim hızları aralığında yapılmıştır. Ti6Al4V alaşımı için referans sıcaklığı 25 C olan JC malzeme modeli katsayıları çıkarılmıştır. Şekil 5(a) da modelin gerilme-gerinim eğrileri farklı gerinim hızlarında deneysel gerilme-gerinim eğrileri ile birlikte gösterilmektedir. Şekil 5. (a) Referans sıcaklığı 25 C olan modelin farklı gerinim hızlarındaki gerilme-gerinim eğrileri Çentikli ve çentiksiz numuneler kullanılarak Ti6Al4V JC hasar modeli 4 farklı üç eksenli gerilme parametresi için belirlenmiştir. Çentik ve boyun çaplarının değişimi saniyede kare alan yüksek hızlı kamera çekimlerinden ölçülmüştür. Her numune için, efektif kırılma gerinmesi belirlenmiştir. Şekil 6 da 25 ve 500 C de ve 10-3 ve 10-1 s -1 gerinim hızlarında JC hasar modeli kırılma geriniminin üç eksenli gerilme parametresi ile değişimi gösterilmektedir. Aynı şekilde görüldüğü üzere model kırılma gerinim değerleri artan sıcaklık ve gerinim hızlarında deneysel sonuçlarla uymaktadır.

5 Şekil ve 500 C de ve 10-3 ve 10-1 s -1 gerinim hızlarında JC hasar modeli kırılma geriniminin üç eksenli gerilme parametresi ile değişimi 3. ÇAPRAZ KAMA HADDELEME DENEYLERİ Deneysel çalışmalar Şekil 7 de gösterilen Belarus Ulusal Bilim Akademisi Fizik Teknik Enstitüsü ndeki ÇKH makinesinde yapılmıştır. Kullanılan ÇKH makinesi maksimum 25 m s -1 kalıp hızına, çapı 6-50 mm arasında değişen ve uzunluğu maksimum 400 mm olan iş parçalarını haddeleme kapasitesine sahiptir. Deneyde, alt kalıp sabitken üst kalıp yatay yönde 235,2 mm s -1 hız ile hareket etmektedir. Bu hızda toplam ÇKH işlemi süresi 1,25 saniyedir. Şekil 7. Deneylerde kullanılan ÇKH makinesi Deneylerde kullanılan kalıp Şekil 8 de gösterilmiştir. Kalıbın geometrik özellikleri şöyledir: α=35, β=2,35, ΔA=25,68 (18 mm çaplı iş parçası, δ=1,16), kesme bölgesi uzunluğu 19 mm, genişletme bölgesi uzunluğu 220 mm, boyutlandırma bölgesi uzunluğu ise 55 mm dir. Kalıplara zarar vermemek için deneylerde düşük alan indirgemesi ve düşük genişletme açısı kullanılmıştır. İş parçasının çapı ve uzunluğu sırasıyla 18 ve 60 mm dir ve ÇKH işlemi öncesi endüksiyon fırınında 5 dakika süreyle 750 C ve 1050 C ye ısıtılmıştır. Şekil 8. Deneylerde kullanılan ÇKH kalıbı Malzeme modellerinin doğrulanması için teğetsel kalıp kuvvetleri hidrolik silindir üzerine bağlı bir basınçölçer ile işlem sırasında ölçülmüştür. Basınçölçer değerleri saniyede 30 kare kayıt yapan bir video kamera ile kaydedilip daha sonra bir video programı kullanılarak zamana karşılık gelen teğet kuvvetleri belirlenmiştir.

6 4. MODELLEME 4.1 Kalıp Geometrilerinin Katı Modellerinin Oluşturulması Bu çalışmada iki farklı düz kamalı kalıp modellenmiştir. Deney kalıbı olarak adlandırılan ilk kalıp (Şekil 9(a)), Ti6Al4V alaşımın JC malzeme gerilme modeli parametrelerinin doğrulanmasında ve hasar analizinde düşük genişletme açısının kullanıldığı analizlerde kullanılmıştır. Bu kalıpta genişletme açısı için (β) 2,345 şekillendirme açısı için (α) 30 ve alan indirgemesi(δ A ) için %35 değeri kullanılmıştır. Sadece hasar analizinde kullanılmak için oluşturulan kalıp Şekil 10(a) da gösterilmektedir. Bu kalıpta genişletme açısı için (β) 8, şekillendirme açısı için (α) 30 ve alan indirgemesi(δ A ) için %52 değerleri kullanılmıştır. Kullanılan silindirik iş parçası tüm simülasyonlarda katı gövde olarak modellenmiştir. İş parçasının yarıçapı deney kalıbı için 9 mm (Şekil 9(b)), hasar analizi kalıplarında ise 12 mm boyutlarındadır (Şekil 10(b)). İş parçası uzunluğu ise 60 mm dir. (a) (b) Şekil 9. (a) Ti6Al4V JC malzeme modellerinin doğrulanması ve hasar analizi için tasarlanan deney kalıbı ve (b) iş parçası (a) (b) Şekil 10. (a) Hasar analizi için tasarlanan deney kalıbı ve (b) iş parçası 4.2 Sonlu Elemanlar Modellerinin Oluşturulması Deneysel doğrulama için oluşturulan ÇKH modelinde kamalar ve çentikler, sonuçların doğruluğunu arttırmak amacı ile sık elemanlara ayrılmıştır. Kalıp üzerinde sık ağ yapısının kullanılmasının temel nedeni elemanların nüfus etmesini engellemektir. Kalıplar üçgen ve dörtkenarlı kabuk eleman kullanılarak sonlu elemanlara ayrılmıştır. Dört kenarlı kabuk elemanlar (4-düğüm) basit yüzeyler için, üçgen kabuk elemanlar ise (3-düğüm) daha karmaşık yüzeyler için kullanılmıştır. İş parçasının sonlu elemanlar ağı 8-düğümlü altıgen katı elemanlar kullanılarak oluşturulmuştur (Şekil 11). Deneysel kalıbı için toplam 39886, hasar analizi kalıbı ise toplam kabuk elemanı içermektedir. İş parçasının sonlu elemanlar ağı 8-düğümlü altıgen katı elemanlar kullanılarak oluşturulmuştur. Deneysel doğrulama için kullanılan iş parçası toplam 13284, hasar analizlerinde kullanılan iş parçasında ise toplam 2268 adet katı eleman kullanılmıştır. Analizler LS-DYNA V971 R4.2.1 (R ) ticari sonlu elemanlar programı ile gerçekleştirilmiştir. ÇKH nin sonlu elemanlar modeli iş parçası, üst ve alt kalıplardan oluşmaktadır. Modelde iş parçasının akış gerilmesi için MAT_JOHNSON-COOK malzeme modeli, kalıplar için ise MAT_RIGID malzeme modeli kullanılmıştır. Kalıplar sadece iş parçasına teğet yönde hareket etmektedir. Analizlerde ısıl ve mekanik çözücüler aynı anda çalıştırılmış böylece mekanik iş plastik deformasyon aracılığı ile ısıya çevrilmiştir. Metal şekillendirme analizlerinde sonuçların doğruluğunu etkileyen önemli değişkenlerden biri sürtünme tipi ve katsayısıdır. Bu çalışmada SURFACE_TO_SURFACE kontak tipi kullanılmıştır. Bu modelde Coulomb formülasyonu temel alınmıştır[11]: DCV FD (5) FS FDe rel

7 Bu denklemde, FD dinamik sürtünme katsayısı, FS statik sürtünme katsayısı, DC ise üstsel bozulma katsayısıdır. Sürtünme katsayıları temas yüzeylerin hızına (V rel ) bağımlıdır. 5. BULGULAR (a) (b) Şekil 11. Geometrilerin sonlu elemanlar ağı: (a) Hasar analizi için tasarlanan deney kalıbı ve (b) iş parçası 5.1 Malzeme Modelinin Doğrulanması Şekil 12 de ilk sıcaklığı 500 ve 750 C olan Ti6Al4V iş parçasının haddelenmesi işleminde oluşan deneysel ve simülasyon teğet kalıp kuvvetlerinin zamana göre değişimi gösterilmektedir. Burada kalıbın ilk sıcaklığı 25 C ve sürtünme katsayısı 0.5 olarak alınmıştır. Şekilde görüldüğü gibi yapılan deney ve simülasyon kuvvet sonuçları da işlem boyunca birbiri ile örtüşmektedir. İki sonuç arasında %10 luk ortalama bir fark oluşmaktadır. İşlem sıcaklığının 25 C olduğu durumda meydana gelen deneysel ve simülasyon kuvvetleri her ne kadar artış gösterse de yüksek sıcaklıkta gerçekleştirilen ÇKH işleminde her iki kuvvet sonuçlarının da ilk bölge dışında neredeyse sabit kaldığı belirlenmiştir. Sonuç olarak kullanılan malzeme modeli yeterli yaklaşımı göstermiştir. Şekil 12. İlk sıcaklığı 500 ve 750 C olan iş parçasının deneysel ve simülasyon teğet kalıp kuvvetlerinin zamana göre değişimi 5.2 Ti6Al4V Alaşımının Hasar Analizi Şekil 13 de Ti6Al4V alaşımının β=2 ve %AR=%35 değerlerine sahip kalıp ile haddelenmesi sonucunda oluşan kalıp kuvveti verilmiştir. Şekilden görüldüğü üzere iş parçası kesme bölgesine geldiğinde teğetsel kuvvet hızla artmış ve maksimum değer olan N a ulaşmıştır. Genişletme bölgesi boyunca kuvvet neredeyse sabit kalmış, iş parçası boyutlandırma bölgesine girdiğinde ise düşmüştür.

8 Şekil 13. İlk sıcaklığı 600 olan iş parçasının ÇKH sonucu oluşan kuvvet-zaman grafiği (β=2 ve %AR=%35) Şekil 14 de iş parçasının genişletme bölgesindeki geometrisi ve kesit yüzeyi gösterilmiştir. Daha önce yapılan analizlerde kullanılan kalıp hızında kırılmaların genişletme bölgesinde oluştuğu görülmüştür. Bu nedenle iş parçalarının bu bölgedeki kesiti incelenmiştir. Şekil 14 den görüleceği üzere iş parçasının iç kesitinde ya da dış yüzeylerinde herhangi bir hasar oluşmamıştır. (a) (b) Şekil 14. İş parçasının genişletme bölgesindeki geometrisi: (a)izometrik, (b)kesit (β=2 ve %AR=%35) Şekil 15(a) ve (b) de iş parçası kesitinde oluşan sıcaklık ve üç eksenli gerilme parametresi gösterilmiştir. İşlem sırasında meydana gelen maksimum sıcaklık iş parçasının orta bölgesindedir ve sıcaklığın homojen olarak dağılmadığı görülmüştür. İş parçasının kalıp yüzeyi ile temas eden kısımlarının meydana gelen ısı iletiminden dolayı sıcaklık iç kısımlara nispeten daha düşüktür. Maksimum sıcaklık 1184 C dir. Şekil 15 (b) de gösterildiği gibi maksimum üç eksenli gerilme parametresi değeri iş parçasının orta ve omuz bölgelerinde oluşmuştur. Şekil 15. İş parçasında meydana gelen (a) Sıcaklık, (b) Üç eksenli gerilme parametresi dağılımı (β=2 ve %AR=%35) Şekil 16 da Ti6Al4V alaşımının β=8 ve %AR=%52 değerlerine sahip kalıp ile haddelenmesi sonucunda oluşan kalıp kuvveti verilmiştir. Maksimum kuvvet N dur. Şekilden de görüleceği üzere iş parçası kesme bölgesine girdiği anda kuvvet hızla artmakta ve yönlendirme bölgesinde ani bir düşüş ile azalmaktadır. Küçük genişletme açısının kullanıldığı ÇKH işleminde meydana gelen kuvvet-zaman dağılımından farkı ise genişletme bölgesinde ortaya çıkmaktadır. Genişletme bölgesinde kuvvet maksimum kuvvete ulaşmakta ve bu değerde

9 neredeyse sabit kalmaktadır. Yüksek kuvvetlerin kırılmaya sebebiyet verdiği düşünülürse bu noktada kırılma olması beklenebilir. Boyutlandırma bölgesinde ise kuvvet zamanla azalmaktadır. Şekil 16. sıcaklığı 600 olan iş parçasının ÇKH sonucu oluşan kuvvet-zaman grafiği (β=8 ve %AR=%52) Şekil 17 de iş parçasının genişletme bölgesindeki geometrisi ve kesit yüzeyi gösterilmiştir. Şekilden görüleceği üzere iş parçasının dış yüzeyinde herhangi bir hasar meydana gelmemiştir. İş parçasının orta kesitinde ise iç boşluk oluştuğu görülmüştür. (a) (b) Şekil 17. İş parçasının genişletme bölgesindeki geometrisi: (a)izometrik, (b)kesit (β=8 ve %AR=%52) Şekil 18(a) ve (b) de iş parçasın kesitinde oluşan sıcaklık ve üç eksenli gerilme parametresi gösterilmiştir. İşlem sırasında meydana gelen maksimum sıcaklık iş parçasının orta bölgesindedir ve β=2 ve %AR=%35 de oluşan maksimum sıcaklık değerinden 312 C daha fazladır. Kırılma ise Şekil 18(b) den görülebileceği üzere üç eksenli gerilme parametresinin maksimum olduğu orta kesitte meydana gelmiştir. Şekil 18. İş parçasında meydana gelen (a) Sıcaklık, (b) Üç eksenli gerilme parametresi dağılımı (β=8 ve %AR=%52)

10 6. SONUÇLAR Bu çalışmada Ti6Al4V alaşımında ÇKH sırasında meydana gelen hasar, LS-DYNA programı ile oluşturulan üç boyutlu ısıl-mekanik sonlu elemanlar analizleri ile belirlenmiş ve şekillendirme açısı ve alan indirgemesinin hasara olan etkisi araştırılmıştır. Yapılan çalışmadan çıkarılan sonuçlar aşağıda ki şekilde belirtilebilir: Kalıplarda büyük genişletme açıları ve alan indirgemesinin kullanılması kalıp kuvvetlerini arttırmaktadır. Özellikle büyük açıların ve alan indirgemesinin kullanıldığı işlemlerde genişletme bölgesinde meydana gelen kuvvet maksimum kuvvet değerine ulaşmakta ve iş parçasında kırılmaya neden olmaktadır. Kırılmanın özellikle genişletme bölgelerinde görülmesinin ana nedeni budur. Genişletme açısı ve alan indirgemesi arttıkça iş parçasında meydana gelen sıcaklık artmaktadır. Özellikle orta kesitte maksimum değerlere ulan sıcaklık o bölgede malzemenin ergimeye yaklaşmasına ve hasar oluşumuna sebep olmaktadır. Kırılma tahminlerinde üç eksenli gerilme parametresi kullanılabilmektedir. TEŞEKKÜR: Bu çalışma TÜBİTAK-NAS (Belarus) tarafından 107M628 nolu proje kapsamında desteklenmiştir. REFERANSLAR [1] Y. M. Dong, et al., "Analysis of interfacial slip in cross-wedge rolling: an experimentally verified finite-element model," Journal of Materials Processing Technology, vol. 80-1, pp , Aug-Sep [2] Q. Li and M. Lovell, "Cross wedge rolling failure mechanisms and industrial application," International Journal of Advanced Manufacturing Technology, vol. 37, pp , May [3] Q. Li, et al., "Investigation of the morphology of internal defects in cross wedge rolling," Journal of Materials Processing Technology, vol. 125, pp , Sep [4] Y. M. Dong, et al., "Analysis of stress in cross wedge rolling with application to failure," International Journal of Mechanical Sciences, vol. 42, pp , Jul [5] G. Fang, et al., "Three-dimensional rigid-plastic finite element simulation for the two-roll cross-wedge rolling process," Journal of Materials Processing Technology, vol. 129, pp , [6] J. Bartnicki and Z. Pater, "Numerical simulation of three-rolls cross-wedge rolling of hollowed shaft," Journal of Materials Processing Technology, vol. 164, pp , May [7] S. Urankar, et al., "Establishment of failure conditions for the cross-wedge rolling of hollow shafts," Journal of Materials Processing Technology, vol. 177, pp , Jul [8] Johnson GJ and C. WH, "A constitutive model and data formetals subjected to large strains, high strain rates and high temperatures.," presented at the Proceedings of the Seventh International Symposium on Ballistics, The Hague, [9] G. R. Johnson and W. H. Cook, "FRACTURE CHARACTERISTICS OF 3 METALS SUBJECTED TO VARIOUS STRAINS, STRAIN RATES, TEMPERATURES AND PRESSURES," Engineering Fracture Mechanics, vol. 21, pp , [10] P. W. Bridgman, Studies in large plastic flow and fracture. Newyork: McGraw-Hill, [11] L, LS-DYNA Keyword User's Manual vol. II: Livermore Software Technology Corporation (LSTC), 2007.