Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama İşleminin Sonlu Elemanlar Yöntemiyle Modellenmesi

Transkript

1 Makine Teknolojileri Elektronik Dergisi Cilt: 7, No: 1, 2010 (69-82) Electronic Journal of Machine Technologies Vol: 7, No: 1, 2010 (69-82) TEKNOLOJĐK ARAŞTIRMALAR e-issn: Makale (Article) Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama İşleminin Sonlu Elemanlar Yöntemiyle Modellenmesi Đrfan Ucun, Kubilay Aslantaş, Dursun Apaydın Afyonkarahisar Kocatepe Universitesi Teknik Eğitim Fakültesi, Makine Eğitimi Bölümü, Afyonkarahisar/TÜRKĐYE Tel: e-posta: Özet Bu çalışmada, ortagonal kesme işleminde deneysel olarak tespit edilemeyen yada tespit edilmesi çok zor olan bazı veriler (takım gerilmeleri, takım-talaş ara yüzey sıcaklığı, takımdaki sıcaklık dağılımı) nümerik olarak modellenmiştir. Bu amaçla TiCN+Al 2 O 3 +TiN kaplı kesici bir takım kullanılmış ve iş parçası olarak AISI 4340 çeliği tercih edilmiştir. Kurulan sonlu eleman modelinin geçerliliği, deneysel çalışmalarla doğrulanmıştır. Çalışma sonunda farklı kesme hızları ve ilerleme değerleri için takımdaki gerilmelerin değişimi elde edilmiştir. Ayrıca kaplama malzemeleri arasındaki sıcaklık ve gerilme değişimleri de her bir kesme parametresi için elde edilmiştir. Anahtar Kelimeler: Çok kaplamalı takım, Ortagonal kesme, Sonlu elemanlar yöntemi, Takım gerilmeleri Finite Element Modelling Of Turning Process Using Cutting Tool With Multilayer Coatings Abstract In this study, a numerical analysis was carried out to obtain some data that cannot to be determined or measurement is too hard (tool stress, tool-chip interface temperature and temperature distribution in tool) in orthogonal cutting process. For this purpose TiCN+Al 2 O 3 +TiN coated carbide tool was used and AISI 4340 steel was selected as workpiece material. It was verified the accuracy of the finite element model developed in this study with experimental cutting tests. End of the study the variation of tool stresses was obtained for different cutting speeds and feed rates. Besides the variation of temperature and stress between coating materials was also obtained for each cutting parameters. Key Words: Multi layer coatings tool, Orthogonal cutting, Finite element method, Tool stresses. 1.GĐRĐŞ Talaşlı imalat sektörünün en önemli ve vazgeçilmez unsuru şüphesiz kesici takımlardır. Đmalat sektörünün her alanında kullanılan kesici takımlar, özellikle işleme maliyetini ve üretim hızını doğrudan etkilemektedir. Talaş oluşum mekanizması aslında oldukça karmaşık ve bir o kadar da farklı bilim dallarını (termodinamik, plastisite, ısı transferi) bir araya getiren bir konudur. Bu nedenle kesme esnasında ortaya çıkan her olguyu deneysel olarak ölçebilmek bazen mümkün olmamaktadır. Özellikle Bu makaleye atıf yapmak için UCUN Đ., ASLANTAŞ K., APAYDIN D. 12Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama Đşleminin Sonlu Elemanlar Yöntemiyle Modellenmesi Makine Teknolojileri Elektronik Dergisi 2010, (7) How to cite this article UCUN Đ., ASLANTAŞ K., APAYDIN D., Finite Element Modelling Of Turning Process Using Cutting Tool With Multilayer Coatings Electronic Journal of Machine Technologies 2010, (7) 69-82

2 Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama İşleminin Sonlu.. sonlu elemanlar metodu kesme esnasındaki bazı verileri (şekil değiştirme hızı, takım gerilmeleri, takımtalaş temas boyu ve takımdaki sıcaklık dağılımını) tahmin etmede oldukça yaygın olarak kullanılan bir nümerik çözümleme yöntemidir. Fakat sonlu elemanlar çözümlerinden daha gerçekçi ve deneysel verilere yakın sonuçlar almak, kullanılan malzeme modeline ve sürtünme şartlarının gerçek kesme koşullarındaki sürtünme koşullarına yakın olmasına bağlıdır [1]. Bu konuda yapılan çalışmalar genel bir değerlendirmeden geçirildiğinde, Johnson-Cook malzeme modelinin kesme işleminin simülasyonlarında daha uygun olarak kullanıldığı görülecektir [2,3,4]. Çünkü Johnson Cook malzeme modeli yüksek şekil değiştirme hızlarında ve sıcaklıklarında malzeme davranışını analitik olarak ifade edebilmektedir. Bilindiği üzere kaplama, takım performansını etkileyen en önemli unsurlardan birisidir. Sementit karbür anayapı üzerine yapılan kaplama işlemlerinde, kullanılan kaplama türüne bağlı olarak, kesici takımın performansı değişmektedir. Bu yüzden özellikle kesme işlemi esnasında sergiledikleri performanstan dolayı TiN, TiC, TiCN ve TiAlN gibi titanyum esaslı kaplamalar ve Al 2 O 3 gibi alüminyum esaslı seramik kaplamalar özellikle tercih edilmektedir [5]. Son yıllarda, özellikle kesici takımlarda tek bir kaplama yerine birden fazla kaplama malzemesi kullanılarak, performansı daha yüksek kesici takımlar üretilmeye başlanmıştır. Bu doğrultuda yapılan bilimsel çalışmalarda, gerek kaplama sayısının gerekse kalınlığının kesme performansını nedenli etkilediği araştırılmış ve araştırılmaya devam etmektedir. Bu bağlamda, Yen ve arkadaşlarının [5] yapmış oldukları çalışmada, çok katmanlı (1 µm TiN, 3 µm-al 2 O 3, 6 µm-tic) kesici takımlar kullanarak ortagonal kesme işlemini nümerik olarak modellenmiştir. Çalışmada talaş geometrisi, kesme kuvvetleri, takım sıcaklığı ve gerilme değerleri sonlu eleman çözümleri sonrasında elde edilmiştir. Yapılan çalışmalarda özellikle kaplama malzemelerinin termal özellikleri önemli bir unsur olduğu vurgulanmaktadır. Çünkü kaplama malzemesinin düşük termal iletkenliğe sahip olması takıma geçen ısı miktarını ve ara yüzeydeki gerilmeleri doğrudan etkilemektedir. Grzesik in yapmış olduğu bir çalışmada [6]; karbonlu ve paslanmaz çeliklerin çok katmanlı kesici takım kullanılarak yapılan ortagonal kesme işleminde, takım-talaş ara yüzeyi, sıcaklığı ve ısı transferi deneysel ve analitik olarak araştırılmıştır. Çalışmada, Al 2 O 3 katmanlı bir kesici takım kullanımı, diğer kaplama uygulamalarından farklı olarak, düşük sıcaklıkta talaşa olan ısı akışında azalmaya neden olduğu vurgulanmıştır. Grzesik in [7] yapmış olduğu bir diğer çalışmada ise; çok kaplamalı kesici takımlarla çeliklerin işlenmesinde kompozit bir kaplamanın takım-talaş ara yüzeyi sıcaklığı üzerindeki etkisi araştırılmıştır. Elde edilen sonuçlar neticesinde, kaplama malzemelerinin sahip oldukları farklı termal özelliklerden dolayı takım üzerindeki sıcaklık dağılımının önemli ölçüde değiştiği gözlemlenmiştir. Bu çalışmada ise, kesme parametrelerinin takım gerilmeleri, takım-talaş ara yüzeyindeki sıcaklığı ve takımdaki sıcaklık dağılım üzerindeki etkisi araştırılmıştır. Bu amaçla, TiCN+Al 2 O 3 +TiN kaplı kesici takım kullanılarak, ortagonal şartlarda kesme deneyleri yapılmıştır. Deneysel çalışmada elde edilen kesme kuvvetleri ile sonlu eleman sonuçları karşılaştırılarak, oluşturulan modelin doğruluğu test edilmiştir. Ayrıca yapılan nümerik çözümlerle takım yüzeyine etkiyen efektif gerilmeler, takım-talaş ara yüzey sıcaklığı ve takımdaki sıcaklığın kaplama boyunca değişimi araştırılmıştır. 2. MATERYAL VE METOD 2.1. Deneysel Çalışma Yapılan çalışmanın deneysel aşamasında 190 mm uzunluğunda, 53 mm çapında ve ortagonal kesme şartlarına göre hazırlanmış AISI 4340 düşük karbonlu çelik numune kullanılmıştır (Şekil 1). Kesme işlemleri Johnford CNC torna tezgahında ve ISCAR tarafından üretilmiş TNMA IC4028 kodlu sahip kesici takım kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Kesici takıma ait talaş açısı -6, boşluk açısı ise 6 dir. Deneyler, kuru kesme koşullarında ve beş farklı kesme hızı (60, 120, 180, 240, 300 m/dk) ile dört farklı ilerleme (0,05, 0,075, 0,1, 0,2 mm/dev) değeri dikkate alınarak yapılmıştır. Şekil 1 den de görüldüğü 70

3 Ucun İ., Aslantaş K., Apaydın D. Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) üzere kesme genişliği (a) 1 mm olarak alınmıştır. Yapılan deneyler boyunca elde edilen kesme kuvveti değerleri, tezgah üzerine monte edilmiş Kistler dinamometresi yardımıyla ölçülmüştür. Şekil 1. Ortagonal kesme için hazırlanmış deney numunesi. Birimler mm dir 2.2 Sonlu Elemanlar Modeli (mm/dev) Sonlu elemanlar analizlerinde, yüksek şekil değiştirme hızlarının meydana geldiği imalat proseslerinin simülasyonlarında sıklıkla kullanılan Deform 2D programı kullanılmıştır. Bu yazılımın en büyük avantajı; çözümler esnasında otomatik olarak yeniden sonlu eleman ağı oluşturarak her bir çözüm aralığı için veri elde edip bu verileri kaydetmesidir. Ayrıca takım uç noktasına yakın bölgede yoğun bir mesh ağı oluşturarak, kesme bölgesinde meydana gelen şekil değiştirme, şekil değiştirme hızı ve sıcaklık gibi parametrelerin değişimlerini daha hassas olarak görebilme imkanı sunmaktadır [3]. Yapılan bu çalışma için oluşturulan sonlu elemanlar modeli Şekil 2 de verilmektedir. Kesici takım rijit olarak modellenmiş ve her kaplamanın mekanik ve termal özellikleri (Tablo 1) yazılıma girilmiştir. Modellemede 8 düğümlü izoparametrik elemanlar kullanılmış ve iş parçası malzemesine kesme hızı uygulanmıştır. Modellemede kullanılan kaplama kalınlıkları TiCN-2µm, Al 2 O 3-2µm ve TiN-1µm olarak toplam 5µm dir. Bu kalınlık değerleri üretici firmadan tedarik edilmiştir. Takım-talaş ara yüzey için ısı transfer katsayısı h=45 kw/m 2 C alınmıştır [8]. Bilindiği üzere bir yüzey ve bu yüzeyde hareket halinde olan akışkan farklı sıcaklıklara sahip ise, yüzey ile akışkan arasından taşınımsal ısı transferi gerçekleşir. (Denklem 1) q = h(t-t 0 ) (1) Denklem 1 kesme işleminin modellenmesine uyarlandığında q (W/m 2 ) takımdan talaşa olan ısı akışını T ( C) takım sıcaklığını ve T 0 ( C) talaş sıcaklığını ifade etmektedir. Filice vd. [9] yapmış olduğu bir çalışmada farklı h değerleri için elde edilen nümerik çözümleri deneysel verilerle karşılaştırmıştır. Elde edilen sonuçlara göre h değerini çok büyük (1x10 6 kw/m 2 K) veya çok küçük (10 kw/m 2 K) alınması sonucu önemli derecede etkilediği gözlemlenmiştir. Dolayısıyla bu çalışmada h = 100 kw/m 2 K alınmasının daha doğru sonuçlar verdiği ifade edilmiştir. Yen vd. [5] yaptıkları bir çalışmada da h = kw/m 2 C alınmasının daha uygun olduğu vurgulanmış ve çalışmalarında 40 kw/m 2 C almışlardır. 71

4 Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama İşleminin Sonlu.. Kesici Takım Đş Parçası (AISI 4340) Şekil 2. Nümerik çözümlerde kullanılan iki boyutlu sonlu elemanlar modeli. Tablo 1. Kaplama malzemelerinin ve kaplamasız kesici takımın mekanik ve termal özellikleri. WC Malzeme TiN TiCN Al 2 O 3 (Kaplamasız) Kaplama Kalınlığı (µm) Sertlik (HV) Termal Genleşme Katsayısı (x10-6 )(K -1 ) [8] Elastisite Modulü(GPa) [8] Poisson Oranı [8] Yoğunluk (kg/m 3 ) Isı Kapasitesi (N/mm 2 C) Termal Đletkenlik Katsayısı (W/m o C) [8] 2.3 Malzeme modeli Yapılan nümerik çözümlerde, sonlu elemanlar analizi için malzemenin yüksek şekil değiştirme hızlarındaki davranışını modellemede kullanılan, Johnson-Cook malzeme modeli kullanılmıştır. Kesme işleminin modellenmesinde genellikle Oxley, Johnson-Cook, Zerilli-Armstrong, Maekawa ve Marusich modelleri kullanılmaktadır [10]. Bunların içerisinden Johnson-Cook modeli yüksek sıcaklık ve yüksek şekil değiştirme hızlarında iş malzemesinin davranışını en iyi tanımlayan modeldir. Bilindiği gibi talaşlı imalatta kesme sıcaklıkları ve şekil değiştirme hızı oldukça yüksektir. Kullanılan bu modeldeki malzemeye ait katsayılar Split Hopkinson Pressure Bar (SHPB) şeklinde ifade edilen deneyle elde edilmektedir. bu deneyin en büyük avantajı yüksek şekil değiştirme hızlarında ve sıcaklıklarında malzemeye ait gerilme şekil değiştirme eğrisinin elde edilebiliyor olmasıdır. Bu deney ile ilgili detaylı bilgi bu kaynaktan [11] elde edilebilir. Bu çerçevede Denklem 2 de verilen A, akma gerilmesini, B, şekil değiştirme faktörünü, n, şekil değiştirme sertliği sabitini, ε, birim plasitik şekil değiştirme, ε&, plastik şekil değiştirme hızı, & ε, referans plastik şekil değiştirme hızı, C, şekil değiştirme hızına bağlı sabit, T r oda o sıcaklığını ve T m iş parçasının ergime sıcaklığını ifade etmektedir ,

5 Ucun İ., Aslantaş K., Apaydın D. Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) σ = n [ + B( ε ) ] & ε A 1+ C ln 1 & ε o T T m Tr T r m (2) AISI 4340 çeliği için literatürde kullanılan pek çok Johnson-Cook modeli vardır [12-14]. Bu çalışmada hangi modelin kullanılmasına karar verilmeden önce literatürde olan her bir model için çözümler yapılmıştır. Elde edilen çözümler neticesinde Ng ve diğerlerinin [14] kullanmış oldukları model (Tablo 2) bu çalışmadaki deneysel sonuçlarla oldukça uyumlu olduğu sonucuna varılmıştır. Ng ve diğerleri yapmış oldukları çalışmada da ısıl işlem görmemiş AISI 4340 çeliği kullanmışlardır. Bilindiği üzere nümerik sonuçlardan kabul edilebilir nitelikli bir sonuç alabilmek için deneylerde kullanılan iş malzemesine ait malzeme modeli kullanılmalıdır. Her bir malzeme için oluşturulan model SHPB veya yüksek hızda yapılan kesme deney sonuçlarından elde edilen veriler ışığında oluşturulur. Tablo 2. AISI 4340 çeliği için kullanılan Johnson-Cook sabitleri [14]. Malzeme A (MPa) B (MPa) n C m T erime ( C) AISI ,375 0,015 0, Sürtünme Modeli Takım-talaş ara yüzey karakteristiğini belirleyen en önemli unsurlardan birisi şüphesiz sürtünme koşullarıdır. Ara yüzeyde meydana gelen sürtünme, kesme işlemi esnasında elde edilen pek çok veriyi doğrudan etkilemektedir. Gerek kesme kuvvetleri, gerekse kesme işlemi boyunca oluşan sıcaklık, takımtalaş temas uzunluğu v.s gibi veriler sürtünme koşullarından birinci dereceden etkilenen parametrelerdir. Sürtünmenin bu denli önemli olması yürütülen çalışmaların odağının bu noktaya kaymasına neden olmuştur [3,15,16]. Takım ile talaş arasındaki sürtünmeyi tanımlayan en önemli modellerden birisi Zorev tarafından ileri sürülen modeldir [15]. Bu modelde Zorev takım-talaş ara yüzeyini yapışma (sticking) ve kayma (Sliding) bölgesi olmak üzere iki alandan meydana geldiğini varsaymıştır (Şekil 3). Yapışma bölgesi, takım ucuna yakın ve çok yüksek normal gerilmelerin plastik deformasyona sebebiyet verdiği bölgedir. Kayma bölgesi ise, yapışma bölgesinden, talaşın takımdan ayrıldığı yere kadar olan mesafe olarak tanımlamıştır. Her iki bölgede de kullanılan sürtünme modelinin farklı olması gerektiği ifade edilmiştir. Yapışma bölgesi için tanımlanan model, Denklem 3 te verilmektedir. Buna karşın kayma bölgesi için varsayılan model ise, çoğunlukla Coulomb sürtünme kanunudur (Denklem 4). 73

6 Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama İşleminin Sonlu.. Şekil 3. Takım-talaş arayüzeyinde oluşan normal ve kayma gerilmeleri [4]. Denklem 3 te verilen kayma sürtünme modelinde yapışma uzunluğu boyunca kayma gerilmelerinin sabit olduğu iş parçasının kayma akma gerilmesi (k talaş ) ile ilişkili olduğu ifade edilmiştir. Kayma sürtünme modeline göre kayma gerilmesi ile kayma akma gerilmesi arasındaki ilişki; τ = m.k talaş (3) şeklindedir. Burada, τ, takım yüzeyindeki kayma gerilmesi; m, kayma sürtünme faktörü; k talaş, iş malzemesi kayma akma gerilmesidir. Denklem 3 te verilen m faktörü kesici takım ve iş parçası çiftine göre yapılan ön çözümlerle elde edilir. Bir anlamda deneme yanılma yöntemiyle farklı m değerleri için sonlu eleman çözümleri yapılarak elde edilen kesme kuvvetleri deneysel verilerle karşılaştırılır [3]. Denklem 4 te verilen model ise, kayma bölgesini tanımlamak için kullanılır ve kayma bölgesinin parabolik olarak değiştiği varsayılır. Burada kayma gerilmesi, sürtünme katsayısı ve normal gerilmeye bağlı olarak değişmektedir. Coulomb sürtünme modeline göre kayma bölgesindeki kayma gerilmesi; τ = µσ n (4) şeklindedir. Burada, τ, kayma gerilmesi; µ, sürtünme katsayısı; σ n, normal gerilmedir. Genellikle takım-talaş temas boyunca meydana gelen kayma ve yapışma bölgelerinin uzunluklarını tespit etmek için yüksek hızlı kamera kullanılması gerekmektedir [17]. Bu nedenle nümerik modellemelerde takım-talaş temas boyunca kayma gerilmelerinin sabit olduğu kabul edilerek çözüm yapılır [9,16,18,19]. Bu çalışmada da farklı m değerleri için ön çözümler yapılarak, hangisinin deneysel verilerle uyumlu olduğu tespit edilmeye çalışılmıştır. Yapılan sonlu elemanlar çözümlerine göre m=1 için elde edilen kesme kuvveti değerlerinin deneysel verilere daha yakın olduğu gözlemlenmiştir. 74

7 Ucun İ., Aslantaş K., Apaydın D. Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) SONUÇLAR VE TARTIŞMA 3.1 Kesme Kuvvetlerinin Değerlendirilmesi Yapılan ortagonal kesme deneyi sonrasında elde edilen asıl kesme kuvveti, Fc ve pasif kesme kuvveti Ft nin artan kesme hızına bağlı olarak azaldığı görülmüştür. Deneylerde kullanılan kesme parametreleri baz alınarak, yapılan nümerik çözümler ile deneysel sonuçların karşılaştırılması Şekil 4 ve 5 te verilmektedir. Her iki şekil beraber incelendiğinde, Fc için elde edilen nümerik sonuçların deneysel sonuçlarla %95 oranında örtüştüğü söylenebilir (Şekil 4). Pasif kuvvetler için elde edilen sonuçların ise asıl kesme kuvvetlerinde elde edilen yakınsama kadar olmadığı Şekil 5 den görülmektedir. Fakat literatürde yapılan bazı çalışmalara [19, 20] nazaran bu çalışmada elde edilen farkın daha az olduğunu söylemek mümkün. Şekil 4 ve 5 beraber değerlendirildiğinde, kurulan sonlu elemanlar modelinin ve sürtünme şartlarının kabul edilebilir bir düzeyde doğru sonuçlar verdiği söylenebilir. Asıl kesme kuvvetleri için sonlu eleman ile deneysel sonuçlar arasındaki fark maksimum %11 dir. Buna karşın bu fark pasif kuvvetlerde maksimum % 45 şeklindedir. Şekil 5a dan görüldüğü üzere artan kesme hızıyla birlikte deneysel ve nümerik sonuçlar arasındaki fark artmaktadır. Artan kesme hızıyla birlikte, şekil değiştirme hızı ve sıcaklık artmaktadır. Bunun sonucunda takım-talaş ara yüzeyindeki sürtünme şartları da değişmektedir. Takım-talaş ara yüzeyindeki sürtünme şartları da doğrudan pasif kuvvetleri etkileyecektir. Bir anlamda 200 m/dk ve daha yüksek kesme hızlarında takım-talaş ara yüzeyindeki sürtünmeyi tanımlayacak yeni sürtünme modeline ihtiyaç vardır. Benzer bir durumla karşılaşan bazı araştırmacılarda böyle bir gereksinimden söz etmektedirler [20, 21]. Kesme hızındaki artışla birlikte özellikle birinci deformasyon bölgesinde meydana gelen sıcaklık ta artmaktadır. Bu artış, iş malzemesinin o bölgesinde termal yumuşamaya sebep olmaktadır. Bu sayede talaş daha kolay şekillenmekte ve kesme kuvvetleri azalmaktadır. Grafiklerden çıkarılacak bir diğer sonuç ise, ilerleme miktarının kesme kuvvetleri üzerindeki etkisidir. Sonuçlara bakıldığında, deneysel ve nümerik sonuçlar arasında yaklaşık olarak %75 ile %90 oranında bir yakınsama olduğu görülebilir. Hem deneysel, hem de nümerik sonuçlardan da gözlemlendiği kadarıyla ilerleme miktarının artmasıyla birlikte, kesme kuvvetlerinin de arttığı görülmektedir (Şekil 5b). 120 m/dk kesme hızında yapılan değerlendirmede en düşük kesme kuvveti değeri 0,05 mm/dev ilerleme değerinde yaklaşık olarak N arasında elde edilirken, ilerleme değerinin 4 kat artırılmasıyla, 0,2 mm/dev ilerleme değerinde kesme kuvvetleri de yaklaşık olarak 3 kat artarak, N arasında gerçekleştiği görülmüştür. a) b) Şekil 4. Asıl kesme kuvvetleri için deneysel ve nümerik sonuçların karşılaştırılması. 75

8 Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama İşleminin Sonlu.. a) b) Şekil 5. Pasif kesme kuvvetleri için deneysel ve nümerik sonuçların karşılaştırılması. 3.2 Takım Sıcaklığının Değişimi Bilindiği üzere talaş kaldırma işleminde meydana gelen ısının büyük bir kısmı ( yaklaşık % 80) talaşla uzaklaştırılır. Geriye kalan % 20 lik kısmın hemen hemen yarısı ise takıma iletilir. Kesici takıma uygulanan kaplama ile takıma iletilen ısı miktarı daha da düşebilmektedir. Kesme esnasında sıcaklığı etkileyen en önemli parametre de kesme hızı olduğundan, takım sıcaklığının kesme hızıyla değişimi Şekil 6 da verilmektedir. Bütün ilerleme değerlerinde kesme hızının artmasıyla kesici takımda meydana gelen sıcaklığın da arttığı görülmektedir. Bilindiği üzere kesme hızıyla sıcaklık değişimi doğru orantılıdır. Yani kesme hızının artmasıyla sıcaklıkta artmaktadır [22, 23]. Çünkü artan kesme hızına bağlı olarak birinci deformasyon bölgesindeki şekil değiştirme hızı da artmaktadır. Yüksek şekil değiştirme hızı, talaş kaldırma esnasında yüksek ısı oluşumuna neden olmakta [24] ve bu sayede sıcaklık artmaktadır. Şekil 6 da ayrıca, ilerleme değerinin takım sıcaklığı üzerindeki etkisi de verilmiştir. Dikkat edilecek olursa, ilerleme değeri kesme hızı kadar takım sıcaklığının artmasında etkili değildir. Öyleki 180 m/dk ya kadar olan kesme hızlarında, ilerlemenin iki kat artması dahi takım sıcaklığını artırmadığı söylenebilir. Buna mukabil, takım sıcaklığı kesme hızının artmasıyla neredeyse lineer olarak artmaktadır. Artan kesme hızı kayma düzlemindeki şekil değiştirme hızını doğrudan etkilemektedir. Artan şekil değiştirme hızı da kesme esnasında açığa çıkan ısıyı artıracaktır. Dolayısıyla takım-talaş temas boyunca kesici takıma iletilen ısı miktarı artacağından, takım sıcaklığı da artacaktır. Đlerleme değerinin takım sıcaklığı üzerindeki etkisi daha çok yüksek kesme hızlarında (V 180 m/dk) ortaya çıkmaktadır. Nitekim Kitagawa ve arkadaşlarının da yapmış oldukları bir çalışmada bu durum açıkça görülmektedir [22]. 76

9 Ucun İ., Aslantaş K., Apaydın D. Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) Takım Sıcaklığı o C ,05 mm/dev 0,075 mm/dev 0,1 mm/dev 0,2 mm/dev Kesme Hızı (m/dk) Şekil 6. Kesme hızı ve ilerlemeye bağlı olarak kesici takımda meydana gelen sıcaklık değişimi. Takım yüzeyinden derinlere inildikçe meydana gelen sıcaklık değişimi Şekil 7 de verilmektedir. Şekilde dikkati çeken ilk husus, kaplama kalınlığı boyunca sıcaklıkta meydana gelen ani bir azalmadır. Kaplama kalınlığına bağlı olarak meydana gelen bu ani değişimde akla gelen ilk unsur kaplama malzemelerinin sahip olduğu düşük termal iletkenlik katsayısıdır. Çünkü düşük termal iletkenlik katsayısı takımın karbür yapısına (WC) iletilen ısı miktarının azalmasına neden olmaktadır. Grafikten çıkarılacak bir diğer sonuç ise, kesme hızına bağlı kaplama boyunca sıcaklık değişimlerindeki farklılıklardır. Özellikle 300 m/dk kesme hızında kaplama katmanları boyunca görülen sıcaklık değişim eğrisinin daha keskin bir şekilde değiştiği görülmektedir. En düşük kesme hızında, takım yüzeyi ile WC arasında ciddi bir fark yoktur. Buna karşın V=300 m/dk kesme hızında, WC ile takım yüzeyi arasında önemli bir sıcaklık farkı meydana gelmektedir. Bu da özellikle yüksek kesme hızlarında kaplamanın takım ömrünü nedenli olumlu yönde etkilediğinin bir göstergesidir. Şekil 8 de sabit bir ilerleme değerinde yapılan kesme işleminde, üç farklı kesme hızında kesici takımda meydana gelen sıcaklık dağılım topoğrafyası verilmiştir. Şekilden de görüleceği gibi, max. sıcaklık 300 m/dk kesme hızında meydana gelmiştir. Buna karşılık en düşük sıcaklık ise 60 m/dk kesme hızında elde edilmiştir. 77

10 Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama İşleminin Sonlu.. Şekil 7. Kesici takımdaki sıcaklığın kaplama kalınlığı boyunca değişimi (a) V=60 m/dk b) V=180 m/dk c) V=300 m/dk). a) b) c) 234 C 199 C 163 C 127 C 91 C 56 C 388 C 329 C 267 C 205 C 143 C 80 C 509 C 427 C 346 C 264 C 183 C 101 C Şekil 8. Kesici takımda meydana gelen sıcaklığın dağılımı (a) V=60 m/dk b) V=180 m/dk c) V=300 m/dk, f=0.2 mm/dev). 3.3 Takım Gerilmelerinin Değişimi Takım yüzeyinde meydana gelen gerilmeler takım aşınmasını etkileyen unsurlardan biridir. Bu nedenle kesme parametrelerine bağlı olarak, takım gerilmelerinin değişimi takım tasarımında önemli ipuçları verebilir. Buradan yola çıkarak, çalışma kapsamında kullanılan kesici takımda meydana gelen efektif (Von-Mises) gerilmelerin değişimi kesme hızı ve ilerlemeye bağlı olarak elde edilmiştir (Şekil 9). Öncelikli olarak göze çarpan ilk sonuç, kesme hızının artmasıyla birlikte kesici takımda meydana gelen gerilmelerin bir miktar azaldığıdır. Minimum ve maksimum kesme hızında yapılan kesme işleminde, elde edilen gerilme değerleri arasındaki fark yaklaşık olarak %10 dur. Kesme hızının artmasıyla birlikte kesme bölgesinde meydan gelen sıcaklık ta artmaktadır [22, 25]. Artan sıcaklık termal yumuşamaya neden olduğundan, kesme işlemi kolaylaşır ve kesme kuvveti azalır. Azalan kesme kuvveti takım yüzeyinde meydana gelen gerilmelerin azalmasına neden olacaktır. Buna karşın, düşük kesme hızlarında takım yüzeyine etkiyen basma gerilmeleri artacaktır [26]. Elde edilen bir diğer sonuç ise, ilerleme miktarındaki değişimle takım yüzeyindeki gerilmelerin değişimidir. En düşük gerilme değeri 0,05 mm/dev ilerleme 78

11 Ucun İ., Aslantaş K., Apaydın D. Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) değerinde gerçekleşmektedir. Buna karşılık maksimum gerilme değeri ise, 0,2 mm/dev ilerleme değerinde elde edilmiştir. Đlerleme değerlerindeki artışla doğru orantılı olarak gerilme değerlerinde de bir artışın olduğu görülmektedir. Đlerlemenin artmasıyla birlikte, kesici takımın kaldırmaya çalıştığı talaş kesiti büyümektedir. Dolayısıyla artan talaş kesiti ile birlikte, kesme esnasında kesici takım yüzeyine etkiyen basınç değeri de artmaktadır. Ayrıca, artan ilerleme değeri takım-talaş temas boyunun da artmasına neden olmaktadır. Kesme hızının ve kaplamasız takım gerilmeleri üzerindeki etkisini ortaya koymak amacıyla kaplamasız takım içinde ayrıca sonlu eleman çözümleri yapılmıştır. Kaplamasız ve TiCN+Al 2 O 3 +TiN kaplı kesici takım için elde edilen gerilmelerin derinliğe bağlı değişimi Şekil 10 da verilmektedir. Öncelikli olarak kesme hızının artmasıyla birlikte hem kaplamasız hem de TiCN+Al 2 O 3 +TiN kaplamalı kesici takımdaki efektif gerilmeler azalmaktadır. Bilindiği üzere, kesme hızının artması, kesici takıma etkiyen kesme kuvvetlerini azaltmaktadır (Şekil 4a-5a). Đkinci bir husus ise, özellikle kaplamalı kesici takımda kaplama kalınlığı boyunca gerilme değerlerinin lineer olarak arttığı görülmüştür. Kullanılan her üç (TiCN, Al 2 O 3, TiN) kaplama malzemesinin de termal genleşme katsayıları birbirinden farklıdır (Tablo 1). Kesme esnasında takım yüzeyinde meydana gelen sıcaklıkla birlikte her bir kaplama ve WC takım malzemesi farklı oranlarda genleşmeye çalışacaktır. Bunun sonucunda da kaplamalı takımda, kaplamasıza göre ilave gerilmelerin oluşmasına neden olacaktır. Şekil 10 dan da görüldüğü üzere takım yüzeyinden 0,02 mm derinlikten itibaren hem kaplamalı hem de kaplamasız takım benzer bir seyir izlemektedir. Temel farklılık, kaplama kalınlığı 5µm lik derinlikte meydana gelmektedir. Fakat Şekil 10 dan da görüldüğü üzere aynı kesme hızında kaplamalı takım için elde edilen gerilme değerleri kaplamasız takıma oranla her zaman daha düşüktür. Şekil 11 de sonlu elemanlar çözümlerinden elde edilen çeşitli ilerleme değerleri için kesici takımda meydana gelen gerilme dağılımları görülmektedir. Oluşan gerilmeler, ilerleme miktarındaki artışla birlikte takımda daha geniş bir alanda etkili olduğu söylenebilir. Çünkü ortagonal kesme işleminde ilerleme değeri deforme olmamış talaş kalınlığına eşittir. Deforme olmamış talaş kalınlığının artması ise, takım talaş temas boyunun artmasına neden olmaktadır [27]. Böylece takım yüzeyindeki gerilmeler daha geniş bir alanda etkili olacaktır. Aslında Şekil 11 e bakıldığında, gerilme değerlerinin değişimi doğrusal olmayan bir şekilde gerçekleştiği söylenebilir. Bir anlamda takıma etkiyen gerilmeler önce artmakta daha sonra azalmaktadır. Altan vd. [1] tarafından yapılan bir çalışmada da benzer bir durum gözlemlenmiştir. Bu durum meydana gelen kesme kuvvetinin daha uzun bir takım-talaş temas boyuna etki etmesiyle açıklanabilir ,05 mm/dev Efektif Gerilme (MPa) mm/dev 0.1 mm/dev Kesme Hızı (m/dk) 0.2 mm/dev Şekil 9. Kesme hızına ve ilerleme değerine bağlı olarak kesici takımda meydana gelen efektif gerilmelerin değişimi. 79

12 Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama İşleminin Sonlu.. Kaplamasız (60 m/dk) Kaplamasız (300 m/dk) TiCN+Al 2O 3+TiN (60 m/dk) TiCN+Al 2O 3+TiN (300 m/dk) Şekil 10. Efektif gerilmelerin kaplama kalınlığı boyunca değişimi. f=0.1mm/dev. a) b) c) d) Şekil m/dk kesme hızı için kesici takımda meydana gelen gerilme dağılımları (a= 0,05 mm/dev, b=0,075 mm/dev, c=0,1 mm/dev, d=0,2 mm/dev). 4. SONUÇ Bu çalışmayla, ortagonal kesme işleminde deneysel olarak elde edilemeyen bazı verilerin değişimi sonlu elemanlar metoduyla belirlenmeye çalışılmıştır. Bu amaçla, TiCN+Al 2 O 3 +TiN kaplı bir kesici takım ve iş parçası olarakta, AISI 4340 çeliği kullanılmıştır. Đki aşamadan oluşan bu çalışmada öncelikle kesme kuvvetlerinin deneysel olarak tespiti yapılmış, daha sonra literatürde sıklıkla kullanılan Johnson-Cook malzeme modeli kullanılarak elde edilen nümerik sonuçlar deneysel verilerle karşılaştırılmıştır. Elde edilen sonuçlar ışığında, kullanılan malzeme modelinin ve sonlu eleman modelinin deneysel olarak elde edilen kesme kuvvetlerine, kabul edilebilir oranda yakın değerler verdiği söylenebilir. Artan kesme hızıyla birlikte, hem kaplanmış hem de kaplanmamış takım yüzeyinde meydana gelen gerilmeler azalmaktadır. Fakat kaplanmış kesici takımda kaplama kalınlığı boyunca gerilme değerleri artış göstermiştir. Artan ilerleme değeri, takım-talaş temas boyunu ve takım yüzeyine etkiyen gerilme dağılımını da etkilemektedir. Özellikle yüksek ilerleme değerlerinde takım yüzeyine etkiyen gerilmeler daha geniş bir alanda etkili olmaktadır. Yapılan çalışmada elde edilen bir diğer sonuç ise, kesme hızı ve ilerleme değerinin takım sıcaklığı üzerindeki etkisidir. Kesme hızının artmasıyla birlikte meydana gelen 80

13 Ucun İ., Aslantaş K., Apaydın D. Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) sıcaklık değeri de lineer bir şekilde artmıştır. Đlerleme değerinin ise, takım sıcaklığı üzerinde çokta önemli bir etkisinin olmadığı söylenebilir. 6. KAYNAKLAR 1. Altan, T., Al-Zkeri, I., and Sartkulvanich, P., 2007, Process Modeling of High Speed Cutting Using 2D-FEM, Proceedings of the NIST-Machining Conference, Washington, DC. 2. Ozel, T., Zeren, E., 2004, Determination of Work Material Flow Stress and Friction for FEA Of Machining Using Orthogonal Cutting Tests, Journal of Materials Processing Technology, Vol , Ozel, T., 2006, The Influence of Friction Models on Finite Element Simulations of Machining, International Journal of Machine Tools & Manufacture, Vol. 46, Arrazola, P.,J., Ozel, T., 2010, Investigations on The Effects of Friction Modeling in Finite Element Simulation of Machining, International Journal of Mechanical Sciences, Vol.52, pp Yen, Y., C., Jain, A., Chigurupati, P., Wu, W.,T., and Altan, T., 2004, Computer Simulation of Orthogonal Cutting Using a Tool with Multiple Coatings, Machining Science and Technology, Vol. 8, No. 2, pp Grzesik, W., 2001, An Investigation of the Thermal Effects in Orthogonal Cutting Associated with MuItilayer Coatings, CIRP Annals - Manufacturing Technology, Vol. 50, No. 1, pp Grzesik, W., 2005, Analytical Models Based on Composite Layer for Computation of Tool-Chip Interface Temperatures in Machining Steels with Multilayer Coated Cutting Tools, CIRP Annals - Manufacturing Technology, Vol. 54, No. 1, pp Deform 2D V9.1 package program material library. 9. Filice, L.,Micari, F., Rizzuti, S., Umbrello, D., 2007, A Critical Analysis on The Friction Modelling in Orthogonal Machining International Journal of Machine Tools & Manufacture, Vol. 47, pp Grzesik, W., 2008, Advanced Machining Processes of Metallic Materials: Theory, Modelling and Applications, Elsevier Science & Technology 11. Kaiser, M., A., 1998, Advancements in the Split Hopkinson Bar Test, Master of Science, Virginia Polytechnic Institute and State University. 12. Guo, Y.,B., Yen, D.,W., 2004, A FEM Study on Mechanisms of Discontinuous Chip Formation in Hard Machining, J.of Materials Processing Technology, Vol , Rattazi, D.,J., 1996, Analysis of Adiabatic Shear Banding in a Thick-Walled Steel Tube by the Finite Element Method, Ph.D. Thesis, Virginia Polytechnic Institute and State University. 14. Ng, E.,G., Tahany, I.,E.,W., Dumitrescu, M., Elbastawi, M.,A., 2002, Physics-Based Simulation of High Speed Machining, Machining Science and Technology, Vol. 6/3, Zorev, N.N. 1963, Inter-Relationship Between Shear Processes Occuring Along Tool Face and Shear Plane in Metal Cutting, International Research in Production Engineering,

14 Teknolojik Araştırmalar: MTED 2010 (7) Çok Kaplamalı Kesici Takımla Tornalama İşleminin Sonlu Sartkulvanich, V., Altan, T., Göcmen, A., 2005, Effects of Flow Stress and Friction Models in Finite Element Simulation of Orthogonal Cutting-A Sensitivity Study, Machining Science and Technology, Vol. 9, pp Mativenga, P.T., Abukhshim, N.A., Sheikh, M.A. and Hon, B.K.K. 2006, An Đnvestigation of Tool Chip Contact Phenomena in High-Speed Turning Using Coated Tools, Proceedings of IMechE Part B: Journal of Engineering Manufacture, Cilt 220, Ucun, Đ., Aslantas, K., and Ucun, Đ., In pres, Finite Element Modelling of Machining of AISI 1045 With Ceramic Cutting Tool, International Journal of Materials and Product Technology. 19. Yen, Y., C., Jain, A., and Altan, T., 2004, A Finite Element Analysis of Orthogonal Machining Using Different Tool Edge Geometries, Journal of Materials Processing Technology, Vol. 146, pp Özel, T., 2003, Modeling of Hard Part Machining: Effect of Insert Edge Preparation in CBN Cutting Tools, Journal of Materials Processing Technology, Vol., 141, Bhattacharya, S., Lovell, M., R., 2000, Characterization of Friction in Machining: Evaluation of Asperity Deformation and Seizure-Based Models, Trans. NAMRI/SME XXVII Kitagawa, T., Kubo, A., Maekawa, K., 1997, Temperature and Wear of Cutting Tools in High- Speed Machining of Incone1718 and Ti-6Al-6V-2Sn, Wear, Vol.202, Ng, E.,G., Aspinwall, D.,K., Brazil, D., Monaghan, J., 1999, Modelling of Temperature and Forces When Orthogonally Machining Hardened Steel International Journal of Machine Tools & Manufacture, Vol. 39, Davim, J.,P., Maranhão, C., 2009, A Study of Plastic Strain and Plastic Strain Rate in Machining of Steel AISI 1045 Using FEM Analysis, Materials and Design, Vol. 30, Moufkı, A., Molınarı, A., Dudzınskı, D., 1998, Modellıng of Orthogonal Cutting With a Temperature Dependent Friction Law, J. Mech. Phys. Solids, Vol. 46, 10, pp Gekonde, H.,O., Subramanian, S.,V., 2002, Tribology of Tool Chip Interface and Tool Wear Mechanisms, Surface and Coatings Technology, Vol. 149, Ucun, Đ., Aslantaş, K., Karabulut, A., 2009, Ortagonal Kesme Đşleminde Takım-Talaş Temas Uzunluğundaki Değişimin Araştırılması, Gazi Üniversitesi Mühendislik-Mimarlık Fakültesi Dergisi, Cilt 24,