Proje No: 104M424. Kompozit Basınçlı Kaplar, Açık Silindirler ve Kapalı Silindirlerin Çevre Etkileri Altında Mekanik Özelliklerinin Geliştirilmesi

Proje No: 104M424 Kompozit Basınçlı Kaplar, Açık Silindirler ve Kapalı Silindirlerin Çevre Etkileri Altında Mekanik Özelliklerinin Geliştirilmesi Prof. Dr. Onur SAYMAN Yrd. Doç. Dr. Cesim ATAŞ Arş. Gör. Dr. Faruk ŞEN Arş. Gör. Yusuf ARMAN KASIM 2007 İZMİR

ÖNSÖZ Bu proje kapsamında, sanayide çok yaygın olarak kullanılmakta olan ve çeşitli çevresel etkiler altında çalışan kompozit basınçlı tüpler, açık ve kapalı silindirlerin, iç basınç ve tekrarlı yükleme (yorulma yükleri) gibi durumlar karşısında davranışları deneysel ve nümerik olarak incelenmiştir. Bu çalışma, TÜBİTAK tarafından; Kompozit Basınçlı Kaplar, Açık Silindirler ve Kapalı Silindirlerin Çevre Etkileri Altında Mekanik Özelliklerinin Geliştirilmesi proje adı ve 104M424 proje nosu ile desteklenmiştir. Katkılarından dolayı TÜBİTAK a ve yardımlarından dolayı değerli çalışanlarına proje ekibi olarak teşekkürlerimizi bir borç biliriz. ii

İÇİNDEKİLER SAYFA NO Önsöz... İçindekiler... Tablo Listesi... Şekil Listesi... Özet... Abstract... ii iii v v vii vii 1. Giriş... 1 2. Genel Bilgiler... 4 2.1 Amaç... 4 2.2 Kompozit Tüp Üretimi... 4 2.3 Kompozit Malzemenin Mekanik Özelliklerinin Bulunması... 7 3. Gereç ve Yöntem... 11 3.1 Deneysel Çalışmalar... 11 3.1.1 Üç Nokta Eğme Deneyleri... 11 3.1.2 İç Basınç Patlatma Deneyleri... 12 3.1.3 İç Basınç Yorulma Deneyleri... 20 3.2 Nümerik Çalışmalar... 21 3.2.1 Kompozit Basınçlı Tüpün ANSYS ile Modellenmesi... 22 4. Bulgular... 25 4.1 Üç Nokta Eğme Deneylerinden Elde Edilen Bulgular... 25 4.2 İç Basınç Patlatma Deneylerinden Elde Edilen Bulgular... 26 4.2.1 Oda Sıcaklığında Yapılan Deneyler... 26 4.2.2 Farklı Sıcaklıklarda Yapılan Deneyler... 30 4.2.3 Hasarların Oluşumu... 31 4.3 İç Basınç Yorulma Deneylerinden Elde Edilen Bulgular... 33 iii

5. Sonuç... 38 6. Kaynaklar... 40 7. Ekler... 42 EK-1 Proje ekibi tarafından geliştirilen sonlu elemanlar programının FORTRAN kodları... 42 EK-2 Dönem içinde öngörülen ve gerçekleşen harcamaların fasıllar bazında miktarları... 51 EK-3 Proje genel bütçesi... 52 8. TÜBİTAK Proje Özet Bilgi Formu... 53 iv

TABLO LİSTESİ Tablo 1. Kompozit malzemenin mekanik özellikleri Tablo 2. Numunelerin tabaka dizilişleri Tablo 3. Farklı metotlardan elde edilen patlama basıncı değerleri Tablo 4. Farklı tabaka dizilişleri için yorulma deneyi sonuçları Tablo 5. Numunelerin gerilme değerleri ŞEKİL LİSTESİ Şekil 1. Cam lifi ile takviye edilmiş epoksi matrise sahip a) açık silindir b) basınçlı tüp Şekil 2. Bir kompozit tüpün imalatı Şekil 3. Üretilen camlifi/epoxy kompozit boru Şekil 4. Kompozit bir yapıda ana malzeme doğrultuları Şekil 5. Iosipescu deneyinin şematik gösterimi ve deney numunesi boyutları Şekil 6. Üç nokta eğme deneyinin şematik gösterimi Şekil 7. Boruların üç nokta eğme deneyi Şekil 8. Sıkma çeneli aparat teknik resmi ve kesit görünüşü Şekil 9. PLC kontrollü servo-hidrolik test makinesi Şekil 10. İç basınç etkisi altında patlayan bir numunenin görüntüleri Şekil 11. Boruların bağlantı bölgesinden hasara uğraması Şekil 12. Konik sıkmalı aparat teknik resmi ve detay görünüşleri Şekil 13. Numune geometrisi Şekil 14. Yeni aparat ile patlatma deneyi yapılan numuneler ve hasar görünüşleri Şekil 15. Koruyucu test kutuları Şekil 16. Kompozit basınçlı kap üzerinden alınan eleman (a), ve SOLID 46 elemanın tanımlanması (b) Şekil 17. [45 o /-45 o ] s oryantasyonu için tabakaların dizilişi Şekil 18. Sonlu elemanlar modeli (a), Sınır şartları (b) Şekil 19. Değişik oryantasyonlar için eğilme mukavemetleri v

Şekil 20. Simetrik ve antisimetrik oryantasyonlar için FORTRAN sonuçlarının karşılaştırılması Şekil 21. Simetrik ve antisimetrik oryantasyon için ANSYS sonuçlarının karşılaştırılması Şekil 22. Simetrik ve antisimetrik oryantasyon için deneysel sonuçların karşılaştırılması Şekil 23. Simetrik oryantasyon için deneysel ve nümerik sonuçların karşılaştırılması Şekil 24. Antisimetrik oryantasyon için deneysel ve nümerik sonuçların karşılaştırılması Şekil 25. Karbon/epoksi kompozit tüp için simetrik ve antisimetrik oryantasyonlarda FORTRAN sonuçlarının karşılaştırılması Şekil 26. Farklı sıcaklıklarda bulunan patlama basıncı değerlerinin karşılaştırılması Şekil 27. Patlama öncesi özellikle matriste ortaya çıkan beyazlaşma Şekil 28. Hasar sonucu oluşan sızıntı Şekil 29. Matris kırılma hasarı Şekil 30. Fiber kırılma hasarı Şekil 31. Beyazlaşma hasarı ([±45º] 2 ) Şekil 32. Son hasar ([±60º] 2 ) Şekil 33. [±75º] 2 Fiber kırılma hasarı (a), [±45º] 2 Fiber kırılma hasarı (b) Şekil 34. Farklı fiber oryantasyonları için Gerilme-Tekrar sayısı (S-N) eğrileri Şekil 35. Farklı gerilme değerlerindeki çevrim sayıları için sarım açısı-yorulma ömrü eğrileri vi

ÖZET Bu proje kapsamında, sanayide çok yaygın olarak kullanılmakta olan, değişik çevresel etkiler altında çalışan kompozit basınçlı tüpler, açık ve kapalı silindirlerin, iç basınç ve tekrarlı yükleme (yorulma yükleri) gibi durumlar karşısında mekanik davranışları incelenmiştir. Proje kapsamında yapılan deneysel çalışmalarda kullanılan kompozit basınçlı tüpler, açık ve kapalı silindirler için fiber malzemesi olarak cam lifi ve matris malzemesi olarak da epoksi tercih edilmiş ve değişik fiber yönlenme açılarında imal edilmişlerdir. Deneysel çalışmalarda, eğme testleri, iç basınç patlatma testleri ve iç basınç yorulma testleri yapılmıştır. İç basınç patlatma testleri, hem oda sıcaklığında hem de oda sıcaklığından farklı sıcaklıklarda yapılmıştır. Ayrıca sonlu elemanlar paket programları ve proje çalışanları tarafından geliştirilen bir FORTRAN programı ile nümerik analizler de yapılmış ve bu sayede deneysel ve nümerik sonuçlar arsında karşılaştırma yapılmıştır. Anahtar Sözcükler: Kompozit, Basınçlı Tüp, Patlama basıncı, Sıcaklık, Statik yükleme, Tekrarlı yükleme (Yorulma), Matris, Lif. ABSTRACT In this project, the mechanical properties of composite pressure vessels, open cylinders and closed cylinders used widely in industrial applications are investigated under various environmental conditions and loading cases such as static internal pressure and cyclic internal pressure. The samples of composite pressure vessels, open cylinders and closed cylinders to be used in experiments were manufactured from the glass fibers and epoxy resin using filament winding technique. In scope of the experiments, flexural bending tests, burst-pressure tests for static and cyclic loading conditions were held. Burst-pressure tests of static loading were also held at temperatures other than room temperature. In addition, some numerical solutions by means of both commercial software and in-house software (using FORTRAN codes) were done, and results obtained have been compared with those of experiments. Keywords: Composite Pressure Vessel, Burst Pressure, Temperature, Static Loading, Cyclic Loading (Fatigue), Matrix, Fiber. vii

1. GİRİŞ Gelişmiş kompozitler, düşük yoğunluk, yüksek direngenlik, yüksek mukavemet ve yüksek korozyon direnci gibi avantajlı özelliklerinden dolayı birçok yapısal uygulamalarda kullanılmaktadır. Bunlara örnek olabilecek kompozit basınçlı tüpler, açık ve kapalı silindirler endüstride çok çeşitli kullanım alanlarına sahip olan gelişmiş kompozitlerdir. Çeşitli sıvı iletimlerinde kullanılan kompozit borular, yangın söndürme tüpleri, inanılmaz derecede dış basınçlara maruz kalan su altı dalgıç tüpleri ve savunma sanayinde kullanılan pek çok ateşli silahlara ait mekanizmalar bunlara birkaç örnek olarak verilebilir. Bu üstün mukavemet ve direngenlik özellikleri, çeşitli ısı ve nem etkileri altında tehlikeli durumlar arz edebilir. Bu ısı ve nem etkilerinden dolayı ortaya çıkan aşırı yükler, söz konusu basınçlı kompozit tüplerin ve kapalı silindirlerin hasara uğramasına veya bunları hasara uğratacak iç basınç veya tekrarlı yük (yorulma) kritik değerlerinin son derece azalmasına neden olabilir. Son yıllarda pek çok bilim adamı, bu üstün nitelikli malzemeleri olumsuz etkileyen durumları ve bu durumların giderilme yöntemlerini araştırmışlar ve bu konulardaki birçok yayını bilimin kullanımına sunmuşlardır. Her iki ucu kapalı kompozit silindirlerin analizi, Lekhnitskii nin teorisine dayanmaktadır (LEKHNITSKII, 1981). Mackerle (MACKERLE, 2002), teorik ve pratik bakış açılarından, kompozit basınçlı kapların ve silindirlerin analizi için uygulanmış sonlu eleman metotlarının kaynakçasını yeniden gözden geçirmiştir. Soden ve arkadaşları (SODEN, 1993), tek yönlü ve iki yönlü kuvvetler altında tel veya lif sarılmış kompozit tüplerin mukavemet ve deformasyonları üzerine sarımın tesirini araştırmışlardır. Hwang ve arkadaşları (HWANG, 2003), bir kompozit basınçlı kabın fiber mukavemeti üzerine büyüklüğünün etkisini, deneysel çalışmaları kullanarak ve analitik bir yaklaşımla incelemişlerdir. Son zamanlarda, iç basınç, eksenel ve düşey yükleme ve birleştirilmiş merkezkaç basıncı ve eksenel yüklemenin etkisi altında bazı çalışmalar yapılmıştır (XIA, 2001; XIA, 2001; WILD, 1997). 1

Vasiliev ve arkadaşları (VASILIEV, 2003), ticari uygulamalarda kullanılan geleneksel basınçlı kapların yerini alacak ve liflerin sürekli bir şekilde sarımı ile imalatı yapılan kompozit basınçlı kaplar üzerine çalışmışlardır. Sadece eğilme momenti altında çalışan, liflerin çok tabakalı olarak sarılması ile elde edilen kompozit borular için, klasik tabaka-plak teorisine dayanan kesin bir çözüm günümüzde mevcuttur (XIA, 2002). Chang (CHANG, 2000), değişmeyen iç basınç altında, değişik malzeme özelliklerine sahip simetrik tabakalı basınçlı kaplar üzerine ilk tabaka hasar mukavemetine bağlı olarak deneysel ve analitik bir yaklaşım üzerinde çalışmıştır. Tabakov (TABAKOV, 2001), mühendislik uygulamaları için herkes tarafından benimsenen algoritma tekniğinin yeni bir farkını ispat etmiştir. Üç boyutlu gerilmeşekil değiştirme analizine bağlı olarak kalın kompozit basınçlı kapların patlama basıncının değerlendirilmesi bir örnek olarak dikkate alınmıştır. Liang ve arkadaşları (LIANG, 2002), lif sarılmış kompozit basınçlı kapların araştırılması ile ilgili olarak, geometrik sınırlamalara maruz kubbe çevrelerinin optimum dizaynını, sarım şartları, Tsai-Wu hasar kriteri ve maksimize edilmiş şekil faktörünü kullanarak, incelemişlerdir. Jacquemin ve Vautrin (JACQUEMIN, 2002), ısı ve nem etkisi altında kalın kompozit silindirlerde iç basınç alanlarını hesaplamak için yeni bir yarı-analitik model geliştirmişlerdir. Jacquemin ve Vautrin (JACQUEMIN, 2002), kalın bir kompozit borunun yüzeye yakın yerlerindeki gerilmeler üzerine tekrarlı ısı ve nem etkisini incelemişlerdir. Parnas ve Katırcı (PARNAS, 2002), iç basınç, eksenel kuvvet, kütle kuvveti, ısı ve nem değişikliği etkisi altındaki fiber takviyeli basınçlı kapları tasarımlamak ve bunlara dair bilgiler vermek için bir analitik prosedür geliştirmişlerdir. Kabir (KABİR, 2000), üzeri metalik bir destek ile sarılmış, lifle kuvvetlendirilmiş, iç basınç altında tutulan basınçlı kapların davranışlarını nümerik olarak (sonlu elemanlar yöntemi ile) incelemiştir. Roy ve Tsai (ROY, 1988), kalın kompozit silindirler için basit ve verimli bir dizayn metodu sunmuşlardır. Gerilme analizi, genelleştirilmiş düzlem şekil değiştirme 2

durumundaki silindirleri göz önünde bulundurarak 3 boyutlu elastisiteye dayanmaktadır. İç ve dış basınç ve eksenel yüke maruz kalan, her iki ucu açık silindirler (borular) ve kapalı silindirler (basınçlı kaplar) için analiz yöntemi verilmiştir. Silindirlerin hasarı, 3 boyutlu bir kuadratik hasar kriteri kullanılarak önceden belirlenmiştir. Hem ince hem de kalın silindirler için, patlama basınçlarını hesaplamak amacıyla indirgenmiş bir model kullanılmıştır ve hesaplanan patlama basınçları, elde edilen deneysel sonuçlar ile çok iyi uyum göstermektedir. Optimum durumdaki çok tabakalı silindirlerde, 3 boyutlu kuadratik kriter en uygun tabaka sıralamasını çok kolay bir şekilde elde etmeye bir imkan tanımaktadır. Tabaka sıralamasının, özellikle kalın silindirlerde, çok kritik olduğu bulunmuştur. Buna ilave olarak, aynı zamanda içten basınca maruz çok tabakalı kapalı silindirlerin dizayn parametreleri ve verimli bir şekilde kullanılabileceği malzeme üzerine çalışılmıştır. Sayman (SAYMAN, 2005), hidrotermal yüklemeler altındaki ince veya kalın çok tabakalı kompozit silindirler için genel bir gerilme analizi metodu geliştirmiştir. Tabakalar [0º/90º] 2, [30º/-30º] 2, [45º/-45º] 2 ve [60º/-60º] 2 fiber açıları için simetrik veya antisimetrik olarak yönlendirilmişlerdir. Analizler, borunun uçlarının açık kapalı olduğu sınır şartı ile düzlem gerilme durumu dikkate alınarak yapılmıştır. Termal yüklemeler için ise üniform ve parabolik sıcaklık dağılımları seçilmiştir. Bütün integrasyon sabitleri tabakaların normali yönündeki radyal gerilme ve şekil değiştirmelerden bulunmuştur. Hidrotermal özellikler ve diğer mekanik özellikler bir cam lifi-epoksi kompozit tabaka üzerinde tespit edilmiştir. ANSYS sonlu elemanlar paket programı vasıtası ile elde edilen sonlu eleman çözümleri, bazı analitik sonuçlar ile karşılaştırılmış ve sonuçlar arasında uyum olduğu tespit edilmiştir. 3

2. GENEL BİLGİLER 2.1 Amaç Bu projede, sanayide çok değişik ısı ve nem şartlarında kullanılmakta olan kompozit basınçlı tüpler, açık ve kapalı silindirlerin, belirli ısı ve nem etkileri altında ve belirli lif yönlenme açılarında, patlama basıncı ve yırtılma değerlerinin sınırlarının çizilmesi ve belirli şartlara uygun şekilde tasarımların ve imalatların yapılması amaçlanmıştır. Yapılan bu çalışma ile, çok yaygın kullanım alanlarına sahip ve halen sanayide çelik malzemelerden imalatı yapılmakta olan basınçlı tüp, açık ve kapalı silindirlere alternatif olarak, mekanik özellikleri açısından bu malzemelere yakın veya onlardan daha avantajlı özelliklere (hafiflik, yüksek basınç dayanımı ve yüksek korozyon direnci, gibi özelliklere) sahip bir malzeme olan kompozit basınçlı tüp, açık ve kapalı silindirler, sanayinin ve araştırmacıların kullanımına sunulmuştur. Deneysel çalışmalar özellikle, farklı çevre şartlarında yapılmış ve bu sayede çevre şartlarına karşı en uygun imalat koşulları (lif oryantasyon açıları, tabaka sayıları, ) belirlenmiştir. Ayrıca proje kapsamında geliştirilen nümerik program vasıtası ile de deneysel çalışmaların alternatifi olabilecek bir yöntem geliştirilmeye çalışılmıştır. 2.2 Kompozit Tüp Üretimi Projenin deneysel aşaması için gerekli olan kompozit tüp ve silindirlerin üretimi, kompozit malzeme üretimi yapan ve endüstriye bu anlamda önemli hizmetleri olan İZOREEL Kompozit İzole Malzemeler San. ve Tic. Ltd. Şti. nde yapılmıştır. Kompozit malzeme üretimi için, endüstride çok çeşitli kullanım alanı olması ve kolay bir şekilde temin edilebilir olması açısından matris malzemesi olarak epoksi ve fiber malzemesi olarak da cam lifi tercih edilmiştir. 4

Şekil 1 de her iki tarafı açık bir kompozit silindir ile bir basınçlı tüp şematik olarak gösterilmektedir. 3 1 r 2 φ z φ θ (a) (b) Şekil 1. Cam lifi ile takviye edilmiş epoksi matrise sahip a) açık silindir, b) basınçlı tüp Çalışmamızda, üretim yöntemi olarak, literatürde lif sarım yöntemi (Filament winding) olarak adlandırılan yöntem kullanılmıştır. Bu yöntemde rulolar halinde bulunan cam lifleri makaralardan geçirilerek ilk olarak matris malzemesinin yani epoksinin bulunduğu havuzlara daldırılmaktadır. Daha sonra epoksi emdirilmiş cam lifleri malafa adı verilen ve dış çapları, üretimini yapacağımız kompozit tüpün iç çapına sahip olan borular üzerine istenilen fiber yönlenme açılarında sarılmaktadır (Şekil 2). Şekil 2. Bir kompozit tüpün imalatı İstenilen kalınlık veya tabaka sayısı elde edilinceye kadar liflerin sarımı devam etmektedir. Sarım yapılırken tabakaların birbirlerine göre simetrik diziliş gösterecek 5

şekilde liflerin sıralanmasına dikkat edilmektedir. Yani bir tabaka [+θ] açısında sarılırken, diğer tabaka [-θ] açısında sarılmıştır. Bu şekilde istenilen kalınlık veya tabaka sayısına gelen kompozit tüp, sarım tezgahından alınarak kurutma odası adı verilen mekanizmalara yerleştirilmektedirler. Burada epoksinin, yerçekimi etkisiyle akmaması, dolayısıyla sarım ile elde edilen kompozit yapının bozulmaması için, tüp veya silindir fırın içerisinde düşük hızlarda kendi ekseni etrafında döndürülmektedir. Kurutma işleminden sonra, üretimi yapılan kompozit tüp malafa üzerinden çıkarılır ve sabit bir iç çap değerinde elde edilmiş olur. Çalışmamızda her biri 1 m boyunda, 100 mm iç çapında ve 2,8 mm et kalınlığına sahip cam lifi/epoksi kompozit boruların imalatı yapılmıştır. Her bir boru 8 tabakadan meydana gelmektedir. Tabaka dizilişi olarak ise simetrik oryantasyon seçilmiştir. İç basınç patlatma ve yorulma deneyleri için dizilişleri aşağıda verilmiş olan yedi farklı oryantasyon tercih edilmiştir. 1. ( 55º/-55º/55º/-55º) s 2. ( 66º/40º/66º/40º) s 3. ( 60º/-60º/60º/-60º) s 4. ( 45º/-45º/45º/-45º) s 5. ( 30º/-30º/30º/-30º) s 6. ( 75º/-75º/75º/-75º) s 7. ( 88º/11º/88º/11º) s Yukarıda ifade edildiği şekilde üretimi gerçekleştirilen bir kompozit boru, bazı kesme operasyonlarından geçtikten sonra Şekil 3 te gösterildiği gibi istenilen deney numunesi boyutlarına getirilmektedir. 6

Şekil 3. Üretilen camlifi/epoksi kompozit boru 2.3 Kompozit Malzemenin Mekanik Özelliklerinin Bulunması Üretimi gerçekleştirilen kompozit malzemenin nümerik analizlerde kullanılacak olan mekanik özelliklerinin belirlenmesi için standart testler yapılmıştır. Bunun için öncelikle hazırlanan kompozit borulardan standart test numuneleri çıkarılmış ve mekanik özellikler deneysel olarak tespit edilmiştir. İlk olarak; kompozit malzemenin hacimsel yoğunluğu tespit edilmiştir. Bunun için yapılan hesaplamalar neticesinde; malzemenin hacimsel fiber yoğunluğu V f =%60 olarak elde edilmiştir. Daha sonra; kompozit malzemenin elastisite modülleri tespit edilmiştir. Kompozit malzemeler mekaniğinden bilindiği üzere, fiber doğrultusunda olan elastisite modülü E 1 ve fibere dik doğrultuda olan elastisite modülü E 2 olarak adlandırılmaktadır. Kompozit bir yapı üzerindeki fibere göre yönler Şekil 4 te gösterilmektedir. r, 3 1 2 θ φ z Şekil 4. Kompozit bir yapıda ana malzeme doğrultuları 7

Elastisite modüllerinin bulunması esnasında sonuçların doğruluğunu kontrol edebilmek için iki farklı ölçüm yöntemi ile deneyler yapılmıştır. Bunlardan birincisi, basit olarak, deney için hazırlanmış kompozit kirişin ucuna çeşitli ağırlıklar asılarak çökme miktarlarının tespit edilmesi ve analitik olarak elastisite modüllerinin bulunması yöntemidir. İkincisi ise; deney numunesinin üzerine uzama telleri (straingauge) yapıştırmak suretiyle, üniversal çekme cihazı kullanılarak yapılan çekme deneyi yöntemidir. Her iki deney birçok kez yapılmış ve elde edilen değerlerin ortalaması alınarak her bir yöntemde E 1 ve E 2 değerleri hesaplamıştır. Yapılan deneyler sonucunda E 1 =36514 MPa ve E 2 =14948 MPa olarak hesaplanmıştır. Benzer şekilde; yine strain-gauge ler vasıtası ile malzemenin Poisson oranı ν 12 =0,24 olarak hesaplanmıştır. Hazırlanan deney numunelerinin, çekme cihazında koparılıncaya kadar çekilmesi ile fiber doğrultusundaki kopma mukavemeti X t =938 MPa ve fiber e dik doğrultudaki kopma mukavemeti Y t =89 MPa olarak ölçülmüştür. Basma deneyi ile ölçülen bası mukavemetleri sırasıyla X c = 938 MPa ve Y c = 153 MPa dır. Kayma modülünün (G 12 ) tespit edilmesi için, numune fiber yönüne 45 açı yapacak şekilde kesilerek çekme cihazında çekilmiştir. Böylece 45 deki elastisite modülü (E x ) belirlenmiş olmaktadır. Daha sonra literatürde yer alan ve Denklem (1) de verilen formülasyon kullanılarak G kayma modülü G 12 = 6350 MPa olarak bulunmuştur. 12 G 12 1 = (1) 4 1 1 2υ 12 + E E E E x 1 2 1 Son olarak kayma mukavemetini (S) tespit etmek için Iosipescu test metodu kullanılmıştır. Iosipescu test düzeneğinin şematik gösterimi Şekil 5 de gösterilmektedir. Buradaki numune boyutları, a=80 mm, b=20 mm, c=12 mm ve t=3 mm dir. Deney numunesi Iosipescu test aparatına bağlandıktan sonra üniversal bir çekme-basma cihazında basma işlemi yapılmıştır. Deney farklı numuneler 8

kullanılarak tekrarlanmıştır. Tüm deneylerin sonucunda elde edilen maksimum yük (P max ) için bir ortalama değer alınmıştır. Şekil 5. Iosipescu deneyinin şematik gösterimi ve deney numunesi boyutları Kayma mukavemetinin hesaplanması için Denklem (2) kullanılmıştır. P max S = (2) tc Iosipescu deneyi sonucunda kayma mukavemeti S=88 MPa olarak elde edilmiştir. Elde edilen bu değer diğer mekanik özellikler ile birlikte nümerik analizlerde kullanılmıştır. Fiber doğrultusundaki ve fibere dik doğrultudaki ısıl genleşme katsayılarını (α) belirlemek için üzerlerine strain-gauge yapıştırılarak hazırlanan numunelere T sıcaklık farkı uygulanarak şekil değiştirmeler (ε) ölçülmüştür. Daha sonra Denklem (3) kullanılarak ısıl genleşme katsayıları hesaplanmıştır. Hesaplamalar sonucunda fiber doğrultusundaki ısıl genleşme katsayısı α 1 = 7,52x10-6 1/ o C ve fibere dik doğrultudaki ısıl genleşme katsayısı α 2 = 47,77x10-6 1/ o C olarak tespit edilmiştir. ε = α. T (3) 9

Kompozit malzemenin fiber doğrultusundaki (β 1 ) ve fibere dik doğrultudaki (β 2 ) hidrotermal katsayılarını bulabilmek için; boru üzerine yapıştırılan strain-gaugelerin üstü özel bir malzeme (silikon) ile kaplanarak strain-gaugeler ve bağlantı tellerinin su ile temasları engellenmiştir. Hazırlanan numune, su dolu kaba konularak burada ASTM standartlarının öngördüğü şekilde 2 saat süre ile bekletilmiştir. Daha sonra numunede meydana gelen şekil değiştirmeler (ε) ölçülmüştür. Ölçüm sonucunda hidrotermal katsayılar β 1 =-46x10-4 ve β 2 =14x10-4 olarak tespit edilmiştir. Üretilen kompozit malzemenin nümerik analizler için gerekli olan mekanik özellikleri Tablo 1 de toplu olarak gösterilmiştir. Tablo 1. Kompozit malzemenin mekanik özellikleri Özellik Sembol Değer Fiber yönündeki elastisite modülü E 1 [MPa] 36514 Fibere dik yöndeki elastisite modülü E 2 [MPa] 14948 Kayma modülü G 12 [MPa] 6350 Poisson oranı ν 12 0,24 Fiber yönündeki çekme mukavemeti X t [MPa] 938 Fibere dik yöndeki çekme mukavemeti Y t [MPa] 89 Fiber yönündeki basma mukavemeti X c [MPa] 938 Fibere dik yöndeki basma mukavemeti Y c [MPa] 153 Kayma mukavemeti S [MPa] 88 Fiber doğrultusundaki ısıl genleşme katsayısı α 1 [1/ o C] 7,52.10-6 Fibere dik doğrultudaki ısıl genleşme katsayısı α 2 [1/ o C] 47,77.10-6 Fiber doğrultusundaki hidrotermal katsayısı β 1-46.10-4 Fibere dik doğrultudaki hidrotermal katsayısı β 2 14.10-4 10

3. GEREÇ VE YÖNTEM 3.1 Deneysel Çalışmalar 3.1.1 Üç Nokta Eğme Deneyleri Endüstride uzun hat borularında karşılaşılan en büyük problemlerden biri eğilmeye sebep olan yükler etkisi altında meydana gelen hasarlardır. Bu nedenle çalışmamızda üretimini yaptığımız kompozit boruların eğilmeye maruz kaldıkları durumlardaki davranışlarını incelemek için eğme deneyleri yapılmıştır. Bunun için yani imal edilen boruların eğilme mukavemetlerini tespit etmek için standart bir test metodu olan üç nokta eğme deneyinden yararlanılmıştır. Şekil 6 da üç nokta eğme deneyi ile ilgili genel bir bilgi şematik olarak verilmiştir. Burada hasarı meydana getiren yük değerleri kullanılarak farklı açılar için eğilme mukavemetleri tespit edilmiştir. Her açı için birden fazla deney yapılarak elde edilen ortalama mukavemet değerleri bulunmuştur. Deneyler esnasında radyal doğrultudaki burkulmaları engellemek için; boruların içi kum ile doldurulmuştur. Ayrıca, hasarın lokal/noktasal gerilmeler nedeni ile gerçekleşmesini engellemek için de basma noktasında yarım daire şeklinde ilave bir aparat kullanılmıştır, Şekil 7. Kum P Ø =100 mm i Ø =105 mm d 300 mm 400 mm Şekil 6. Üç nokta eğme deneyinin şematik gösterimi 11

Şekil 7. Boruların üç nokta eğme deneyi Fakat kullanılan bu yarım daire parça 45 ve 30 sarım açısına sahip numunelerin deneylerinde yanal hasarlara sebebiyet vermiştir. Burada eğilme etkisi ile hasar meydana gelmemiştir. Bu nedenle, bulgular bölümünde sadece 55 ve üstü için elde edilen değerler verilmiştir. Kullanılan 8 tabakalı test numunelerinin dış çapları ortalama 105 mm iç çapları 100 mm ve boyları 400 mm olarak alınmıştır. 3.1.2 İç Basınç Patlatma Deneyleri İç basınç ile patlatma deneylerini yapabilmek için Şekil 8 (a, b) de görülen bağlama aparatı tasarlanmış ve üretimi gerçekleştirilmiştir. Yapılan ilk aparat, kompozit boru içine belirli sıkıdaki bir toleransla giren ve üzerine sızdırmazlık için yerleştirilmiş 2 adet o-ring kanalından oluşan bir kapak (silindir) ve kompozit boruyu dış çaptan tutup sıkmak için kullanılan kelepçelerden oluşan basit bir aparattır. Silindire gelen basınç kuvvetini karşılamak için kelepçeler ve silindirler çevreden eşit aralıklı 6 adet M12 cıvata ile bağlanmıştır. Bu parçalar ile bağlanan kompozit borunun içerisine, PLC kontrollü servo-hidrolik test makinesi yardımıyla, yağ ile basınç uygulanmaktadır (Şekil 9). 12

Bu aparatın en önemli zorluğu, kompozit boru numunenin bağlanmasının çok uzun süre alması ve yoğun emek harcamayı gerektirmesidir. Numune boyutları olarak uzunlukları 300 mm ve 400 mm, iç çapı 100 mm ve ortalama et kalınlığı 3 mm olan numuneler test edilmiştir. Her bir numune 8 tabakadan meydana gelmektedir. Bu aparat ile yapılan ilk denemelerde kompozit boru numuneler genellikle 36 48 bar basınç aralığında cıvata deliklerinden yırtılarak hasara uğramıştır. İç basınç neticesinde kapağa gelen eksenel kuvveti cıvataları sıkarak elde edilen, kelepçe ve kompozit boru arasındaki sürtünme kuvveti karşılamaktadır. Bunun yetersiz kaldığı görülünce sıkma çenelerinin içine sürtünme kuvvetini artırmak ve sıkmadan dolayı kompozit yapıyı hasara uğratmamak için sert kauçuk yerleştirilmiştir. Şekil 10 (a, b, c) da aparata bağlı durumda, iç basınç testi yapılan bir numunenin fotoğrafları verilmiştir. Şekil 11 de numunenin aparata bağlandığı bölgeden hasara uğraması çok açık bir şekilde görülmektedir. Numunenin üzerinden bağlama aparatı söküldüğünde özellikle cıvata deliklerinin olduğu bölgelerde, yırtılma şeklinde bir hasar meydana geldiği anlaşılmaktadır (Şekil 11-b). Bu yöntemle 60º sarımlı tüp için en yüksek 186 bar değerine kadar çıkılmıştır. Bu basınç değerinde kapağa gelen kuvvet 146000 N (14.6 ton) olarak hesaplanmıştır. (a) (b) Şekil 8. Sıkma çeneli aparat teknik resmi ve kesit görünüşü 13

Şekil 9. PLC kontrollü servo-hidrolik test makinesi (a) (b) (c) Şekil 10. İç basınç etkisi altında patlayan bir numunenin görüntüleri 14

Kompozit borunun, bu kuvvet etkisi altında ve çenelerin kompozit boruyu dıştan sıkma etkisiyle, aparatın köşe kenarından ya da yine cıvata deliklerinden hasara uğradığı tespit edilmiş ve etkili sonuçlar alınamamıştır. Ayrıca bu kadar yüksek basınçta aparatta plastik deformasyonlar olduğu da gözlenmiştir. Bu da aparatın, bundan sonraki yapılacak olan deneyler esnasında düzgün bir bağlama gerçekleştirememesine neden olmuştur. (a) (b) Şekil 11. Boruların bağlantı bölgesinden hasara uğraması Bu ilk tasarlanan aparat ile karşılaşılan bazı önemli zorluklar nedeniyle, iç basınç patlatma deneylerini gerçekleştirebilmek için yeni bir aparat yapma zorunluluğu ortaya çıkmıştır. Yapılacak olan yeni aparatın yerine getirmesi beklenen iki önemli husus olduğu anlaşılmıştır. Bunlardan birincisi, numunenin bağlama aparatına daha kısa sürede ve pratik bir şekilde bağlanabilmesini sağlayacak şekilde tasarlanmasıdır. İkinci önemli nokta ise bağlama bölgesinde özellikle cıvata deliklerinin etrafından başlayarak devam eden ve bunun sonucunda numunenin tamamen hasara uğramasına neden olan yırtılmaların engellenmesidir. Bu durum işlem kolaylığının yanında aparata bağlama esnasında numuneye daha az ön hasar verilmesi gibi avantajları da beraberinde getirecektir. Cıvata delikleri bağlama bölgesinde bir çentik gibi davranarak bu bölgenin zayıflamasına ve hasarın burada meydana gelmesine neden olmaktadır. Bu sebeplerden dolayı bağlanması kolay olan ve eksenel kuvveti daha etkili biçimde karşılayacak yeni bir aparat tasarlanmıştır. 15

İkinci tasarlanan aparat konik bir sıkma tertibatına sahip olup, kompozit borunun içine girerken iç çaptan küçük olduğundan kolayca girmekte ve konik parçalar sıkıldığında konik kauçuk genişleyerek boruyu içten sıkıp sızdırmazlık sağlamaktadır. İç basıncın oluşturduğu eksenel kuvvet hem sıkma kuvveti ile hem de kompozit tüpün içine açılan kanala giren parçalar ile şekil bağı oluşturularak karşılanmaktadır. Bu amaçla kompozit borunun içine kanal açabilmek için borunun uç kısımları kalınlaştırılarak üretim yaptırılmıştır. Şekil 12 (a, b, c) de yeni yapılan aparatın parçaları görülmektedir. Şekil 12(b) de belirtildiği gibi; 1: Kompozit tüp, 2-4: Sıkıştırma parçaları, 3: Sızdırmazlık elemanı, 5: Flanş, 6: Sistem kilit elemanları, 7:Somun olarak adlandırılmaktadır. Yeni aparatın dizaynı gereği, numunenin bağlama yapılacak uç kısımlarının yaklaşık olarak 13 15 mm kalınlığa ulaşacak şekilde ek sarımlar ile kuvvetlendirilmesi zorunluluğu ortaya çıkmıştır. Bunun için yeni aparatta kullanılacak olan numuneye ait geometrik ölçüler Şekil 13 de verilmiştir. Bu işlem ekstra bir maliyet ve çaba gerektirmesine rağmen kompozit malzemelerin üretimini gerçekleştiren İzoreel firması istenildiği şekilde takviye sarımlarını uç bölgeler için yapmıştır. Bir diğer önemli hususta 8 tabakalı numunelerin çok yüksek basınç değerlerinde patlaması nedeniyle, yeni aparat ile patlatılan numunelerin 4 tabaka olarak üretilmiş olmasıdır. Konik sıkmalı aparat tasarlanırken 250 bar basınca dayanımı öngörülerek tasarlanıp buna göre hesaplanmıştır. Bu sebeple yapılan nümerik ve sonlu elemanlar analizlerinde, aparatın şekil bağı sağlayan parçalarında 120 MPa kesme gerilmesi oluşmuş, kompozit tüpe bu bölgede yaklaşık 200 kn kuvvet gelmiştir. Yine tüp içine açılan kanalda meydana gelen gerilmeler bu bölgedeki kesit değişikliğinden dolayı gerilme yığılması da meydana getirdiğinden yapılan analizlerde kompozit tüpün orta kısmından hasara uğrayabilmesi için tüp başlarındaki kalınlaştırmanın tüp kalınlığının en az 5 katı olması gerektiği tespit edilmiştir. 16

(a) (c) (b) Şekil 12. Konik sıkmalı aparat teknik resmi ve detay görünüşleri Şekil 13. Numune geometrisi 17

Şekil 14 (a, b) de; ikinci olarak tasarlanan aparat ile 60 o sarım açısına sahip boru numune ve bu numuneler ile yapılan ilk testlerin sonucuna ait hasar fotoğrafları görülmektedir. Buradaki numuneler 46 bar basınç altında bağlama aparatının olduğu bölgeden yırtılarak hasara uğramışlardır. Bu yeni aparat ile yapılan ilk denemelerde kalınlaştırılan kısım (borunun aparata bağlanan uç kısımları) ön görülenin aksine yaklaşık olarak 88º ile sarıldığından tüpler bu baş kısımdan bu şekildeki fotoğraflarda görüldüğü gibi çepeçevre yırtılarak hasara uğramıştır. Bu yapılan ilk testlerde oluşan hasarın neticesinde takviye bölgesinin sarımının 88º ile yeterli olmayacağı anlaşılmıştır. Bir başka şekilde ifade etmek gerekirse, takviye bölgesinin de açılı olarak takviye edilmesi ve daha mukavim bir hale getirilmesi zorunluluğu ortaya çıkmıştır. Bu istenmeyen hasar durumunu ortadan kaldırmak için tüp üzerine kalınlaştırma işlemi yapılırken bu bölgelere dayanımı arttırmak için takviye olarak çapraz örgülü cam elyafları konularak yeniden üretim yaptırılmıştır. Bu şekilde yapılan denemelerde başarılı sonuçlar alınmış, 60 0 sarımlı iki tüpün deneylerinde her iki tüpte ayni sonuçları vermiştir. Tüpler maksimum 75 bar civarında basınca dayanım göstermiştir. Fakat tüplerde terleme yani tüp yüzeyi üzerinde yağ sızması 40 45 bar civarlarında görülmeye başlamış ve basınç artışı ile beraber tüpün her bölgesinde görülmüş ve hızla artmıştır. Basınç hidrolik yağ makinesi ile arttırılmış fakat en fazla 75 bar a çıkılmıştır. Tüp liflerinde (fiberlerde) gözle görülen bir hasar meydana gelmemiştir. Yağ, iç basınç etkisinde genişleyen ve uzayan kompozit tüp te fiber ve reçine malzeme arasındaki makro boşluklardan sızmış veya sadece matris (reçine) malzemeyi hasara uğratıp fiberler arasından geçmiştir. Bu durumda çok sağlıklı sonuç verememektedir. Bu sebeple, kompozit tüpün içerisine iyi bir sızdırmazlık sağlamak için plastik malzemeden 1 2 mm kalınlığında bir tüp yerleştirmek ya da fiberlerin direkt olarak bu plastik boru üzerine sarılması mümkündür. 18

(a) (b) Şekil 14. Yeni aparat ile patlatma deneyi yapılan numuneler ve hasar görünüşleri Bu yeni tasarlanan aparat kullanılarak iç basınç patlatma deneyleri başarılı bir şekilde yapılabilmiştir. Tasarlanan aparat konik bir sıkma tertibatına sahip olup, kompozit borunun içine girerken iç çaptan küçük olduğundan kolayca girmekte ve konik parçalar sıkıldığında konik kauçuk genişleyerek boruyu içten sıkıp sızdırmazlık sağlamaktadır. İç basıncın oluşturduğu eksenel kuvvet hem sıkma kuvveti ile hem de kompozit tüpün içine açılan kanala giren parçalar ile şekil bağı oluşturularak karşılanmaktadır. Bu amaçla kompozit borunun içine kanal açabilmek için borunun uç kısımları kalınlaştırılarak üretim yaptırılmıştır. Yeni aparatın dizaynı gereği, numunenin bağlama yapılacak uç kısımlarının yaklaşık olarak 13 15 mm kalınlığa ulaşacak şekilde ek sarımlar ile kuvvetlendirilmesi zorunluluğu ortaya çıkmıştır. Konik sıkmalı aparat tasarlanırken 250 bar basınca dayanımı öngörülerek tasarlanıp buna göre hesaplanmıştır. Bu sebeple yapılan nümerik ve sonlu elemanlar analizlerinde, aparatın şekil bağ sağlayan parçalarında 120 MPa kesme gerilmesi oluşmuş, kompozit tüpe bu bölgede yaklaşık 200 kn kuvvet gelmiştir. Yine Tüp içine açılan kanalda meydana gelen gerilmeler bu bölgedeki kesit değişikliğinden dolayı gerilme yığılması da meydana getirdiğinden yapılan analizlerde kompozit tüpün orta kısmından hasara uğrayabilmesi için tüp başlarındaki kalınlaştırmanın tüp kalınlığının en az 5 katı olması gerektiği tespit edilmiştir. 19

İkinci olarak tasarlanan aparata uygun olarak, üretimi gerçekleştirilen ve analiz edilen basınçlı tüplerin tabaka dizilişleri Tablo 2 de gösterildiği şekildedir. Bu tablodan görüldüğü üzere 5 farklı simetrik ve 5 farklı anti-simetrik olmak üzere 10 farklı oryantasyon seçilmiştir. Tablo 2. Numunelerin tabaka dizilişleri Tip Tabaka açısı (º) Simetrik [±θ] s Antisimetrik [±θ] 2 A [ + 45/ 45/ 45/ + 45] B [ + 55 / 55 / 55 / + 55] C [ + 60 / 60 / 60 / + 60] D [ + 75 / 75 / 75 / + 75] E [ + 88 / 88 / 88 / + 88] F [ + 45 / 45 / + 45 / 45] G [ + 55 / 55 / + 55 / 55] H [ + 60 / 60 / + 60 / 60] I [ + 75 / 75 / + 75 / 75] J [ + 88/ 88/ + 88/ 88] 3.1.3 İç Basınç Yorulma Deneyleri Çalışmanın bu kısmında simetrik olarak tabakalanmış iç basınca maruz ince cidarlı kompozitlerin yorulma ömürleri araştırılmıştır. Bu amaçla E-cam/epoksi CTP borular üretilmiş ve kapalı uçlu iç basınç yorulma testleri uygulanmıştır. Bu çalışma için Şekil 9 da gösterilen PLC kontrollü hidrolik basınç test cihazının yorulma modülü kullanılmıştır. Çalışmanın bu kısmının amacı filaman sarımlı kompozit tüpler üzerinde sarım açılarının etkilerinin incelenmesidir. Bunun için [ ± 45 ] 2, [ ± 55 ] 2, [ ± 60 ] 2, [ ± 75 ] 2 ve [ 88 ] 2 ± açı oryantasyonları tercih edilmiştir. Yorulma test cihazının ayarlanması için gerekli olan numunelerin statik patlama basıncı değerleri çalışmanın ilk aşamasında yapılan iç basınç patlatma deneylerinden bilinmektedir. 20

Patlama basınçlarının %70, %60 ve %50 gerilme seviyelerinde yorulma testi yapılmıştır. Yorulma testleri için de geometrik ölçüleri Şekil 13 de verilmiş olan numuneler kullanılmıştır. Numuneler 4 tabakadan oluşmaktadır ve sarım işlemi sonrası toplam et kalınlığı 1,6 mm olarak elde edilmiştir. Numunelerin uzunluğu 400 mm ve iç çapı 100 mm olarak tercih edilmiştir. Yorulma basınç testinde, daha önce Şekil 12 de gösterilmiş olan konik sıkmalı aparat kullanılmıştır. Yorulma testlerinde ASTM D2992 standardı göz önünde tutulmuştur. Buna göre, PLC kontrollü servo-hidrolik test makinesinin yorulma periyodu dakikada 25 çevrimdir. Bu makine aynı zamanda en fazla 3 adet numuneyle çalışmak üzere imal edilmiştir. Ayrıca deney esnasında doğabilecek her türlü tehlikeli durumu ortada kaldırmak için Şekil 15 de gösterilen koruyucu test kutuları kullanılmıştır. Bu koruyucu test kutuları deney yapılırken numuneleri gözleyebilecek şekilde üretilmiştir. Şekil 15. Koruyucu test kutuları 3.2 Nümerik Çalışmalar 21

Deneysel olarak yapılan iç basınç patlatma deneylerinden sonra elde edilen deneysel sonuçlarla karşılaştırmak için nümerik analizler yapılmıştır. Nümerik analizler ilk olarak, proje kapsamında FORTRAN programlama dili kullanılarak geliştirilen program kullanılarak yapılmıştır. Geliştirilen programa ait FORTRAN kodları proje raporu sonuna EK-1 olarak ilave edilmiştir. Proje ekibi tarafından geliştirilmiş sonlu elemanlar programına alternatif olarak piyasada çok tercih edilen paket programlardan ANSYS programı kullanılarak da aynı analizler tekrar edilmiş ve geliştirilen programdan elde edilen sonuçlar ile karşılaştırmalar yapma imkanı doğmuştur. Böylece, analizlerin farklı nümerik yöntemlerle yapılması ve daha sağlıklı sonuçlar elde edilmesi amaçlanmıştır. 3.2.1 Kompozit Basınçlı Tüpün ANSYS ile Modellenmesi Çalışmanın bu kısmında, kompozit bir tüpün modellenmesinin ANSYS programında nasıl yapıldığı, sonlu elemanlara bölme işlemi ve sınır şartlarından genel itibari ile bahsedilmiştir. ANSYS sonlu elemanlar programı kullanılarak yapılan hesaplamalarda; kompozit basınçlı tüp üzerinden küçük bir eleman alınarak bütün modeli temsil edecek şekilde yükleme ve sınır şartları uygulanmıştır. Bu eleman Şekil 16(a) da gösterilmiştir. ANSYS ile yapılan modelleme işlemi esnasında SOLID 46 eleman tipi kullanılmıştır. Bu eleman tipine ait şematik gösterim ise Şekil 16 (b) de verilmektedir. Bu elemanın en önemli özelliği, tabakalı bir kompozit malzemenin modellenmesi esnasında 250 tabakaya kadar modelleme imkânı sağlamasıdır. ANSYS te her oryantasyon için farklı modeller oluşturulmuştur. Oluşturulan modellere örnek olarak, Şekil 17 de [45 o /-45 o ] s oryantasyonuna ait tabaka dizilişi verilmiştir. 22

(a) (b) Şekil 16. Kompozit basınçlı kap üzerinden alınan eleman (a), ve SOLID 46 elemanın tanımlanması (b) Şekil 17. [45 o /-45 o ] s oryantasyonu için tabakaların dizilişi Daha önce açıklandığı üzere, proje kapsamında yapılan analizlerde özellikle deneysel aşamada çıkan zorluklardan dolayı, basınçlı tüpler 4 tabakadan meydana getirilmiştir. Dolayısıyla, Şekil 17 den de görüldüğü üzere sonlu elemanlarla modelleme esnasında, tabakalı kompozit modellerin her biri 4 tabakadan oluşturulmuştur. Şekil 17 de sadece simetrik oryantasyon verilmiş olup, diğer modellemeler ve analizler için antisimetrik oryantasyon da kullanılmıştır. 23

Oluşturulan modelin, sonlu elemanlara bölünmüş hali ve analiz için kullanılan sınır şartları Şekil 18 (a,b) de gösterilmiştir. (a) (b) Şekil 18. Sonlu elemanlar modeli (a), Sınır şartları (b) Yapılan nümerik analizlerde, ilk patlama basıncı için Tsai-Wu hasar kriteri kullanılmıştır. Tsai-Wu hasar kriteri en genel durumda tensörel olarak Denklem 4 de verildiği gibi ifade edilmektedir. F σ + F σ σ = 1 i, j = 1,...,6 (4) i i ij j j Burada, F i ve F ij ifadeleri mukavemet tensörleri olarak adlandırılmaktadır. Denklem 4 çok komplike bir yapıda olduğu için; düzlem gerilme şartlarında ortotropik bir tabaka için Tsai-Wu kriteri indirgenerek Denklem 5 de verildiği gibi dikkate alınmaktadır. 2 2 2 F σ + F σ + F σ + F σ + F σ + F σ + F σ σ 1 (5) 1 1 2 2 6 6 11 1 22 2 66 6 2 12 1 2 = 24

4. BULGULAR 4.1 Üç Nokta Eğme Deneylerinden Elde Edilen Bulgular Üç nokta eğme deneylerinde, üretimini yaptığımız cam lifi epoksi kompozit boruların eğilme mukavemetlerini liflerin sarım açısına yani oryantasyon açısına bağlı olarak inceledik. Deneyler neticesinde elde dilen bulgular Şekil 19 da grafiksel olarak verilmiştir. Şekil 19 dan da görüldüğü gibi fiber oryantasyon açısı arttıkça eğilme mukavemeti değeri azalmaktadır. Ayrıca belli bir fiber oryantasyonu değerinden sonra (yaklaşık 75 ) eğilme mukavemeti değerinin neredeyse değişmediği görülmektedir. Bu durum, söz konusu açı değerinden sonra, fiberin artık eğilme mukavemeti üzerine herhangi bir etkisi olmadığını ifade etmektedir. Meydana gelen hasarlar incelendiğinde de, sadece matris hasarlarının oluştuğu gözlemlenmiştir. Eğilme Mukavemeti (MPa) 250 200 150 100 50 0 50 55 60 65 70 75 80 85 90 Fiber oryantasyon açısı ( ) Şekil 19. Değişik oryantasyonlar için eğilme mukavemetleri 25

4.2 İç Basınç Patlatma Deneylerinden Elde Edilen Bulgular 4.2.1 Oda Sıcaklığında Yapılan Deneyler Deneysel olarak yapılan iç basınç patlatma deneyleri ve sonlu elemanlar metodu kullanılarak yapılan nümerik analizler neticesinde elde edilen ilk patlama basınçları Tablo 3 te verilmiştir. Her bir oryantasyon için birden fazla numune üzerinde deney yapıldığından, bu tablodaki deneysel değerler yapılan testlerin ortalama değerleridir. Tablo 3 ten görüldüğü üzere, deneysel çalışmalarda 55 o sarım açısı için elde edilen patlama basıncı değerleri diğer sarım açılarından daha büyük olarak elde edilmiştir. Bu durum, hem simetrik hem de antisimetrik oryantasyon için geçerlidir. Bununla birlikte, deneysel çalışmalarda en düşük değerler 88 o için elde edilmiştir. Bu oryantasyonda, özellikle matris kırılması şeklinde hasarlar meydana gelmiştir. Dolayısıyla elde edilen değerler, diğer oryantasyonlardan oldukça küçük olarak elde edilmiştir. Nümerik çalışmalardan elde edilen değerlerin, deneysel olarak yapılan testlerden farklı olduğu görülmektedir. Öte yandan, deneysel çalışmalar ile nümerik çalışmalar farklı olmakla birlikte, hazırlanan FORTRAN programından elde edilen sonuçlar ile ANSYS paket programından elde edilen sonuçların genel olarak çok yakın olduğu görülmektedir. Tablo 3. Farklı metotlardan elde edilen patlama basıncı değerleri Tip Simetrik Anti-simetrik Sarım Açısı (º) ANSYS (MPa) Fortran (MPa) Deneysel (MPa) 45 5,44 5,60 5,66 55 7,14 7,20 10,24 60 7,52 7,60 7,40 75 6,66 6,80 3,22 88 6,18 5,00 1,74 45 4,48 4,60 5,86 55 5,31 5,60 11,18 60 5,57 5,80 7,36 75 5,95 6,20 3,3 88 6,14 5,20 2,18 26

FORTRAN programından elde edilen sonuçlar simetrik ve antisimetrik oryantasyonlar için Şekil 20 de gösterilmiştir. En yüksek patlama basıncı değerinin simetrik oryantasyonlar için 60 o, antisimetrik oryantasyonlar için ise 75º sarım açılarına sahip modellerde meydana geldiği görülmüştür. 8 Patlama basıncı (MPa) 7,5 7 6,5 6 5,5 5 4,5 4 45 60 75 90 Sarım açısı ( 0 ) Simetrik Antisimetrik Şekil 20. Simetrik ve antisimetrik oryantasyonlar için FORTRAN sonuçlarının karşılaştırılması Simetrik ve antisimetrik oryantasyonlar için ANSYS sonuçlarının karşılaştırılması Şekil 21 de yapılmıştır. Bu şekilden görüldüğü gibi simetrik oryantasyona sahip numunelerde elde edilen patlama basıncı değerleri daha yüksek değerlerdedir. Fakat 88 o sarım açısın sahip numunelerdeki fark ihmal edilebilecek kadar küçüktür. 8 Patlama basıncı (MPa) 7 6 5 4 45 60 75 90 Sarım açısı ( 0 ) Simetrik Antisimetrik Şekil 21. Simetrik ve antisimetrik oryantasyon için ANSYS sonuçlarının karşılaştırılması 27

Simetrik ve antisimetrik oryantasyonlar için deneylerden elde edilen sonuçların karşılaştırılması Şekil 22 de yapılmıştır. Deneysel çalışmalarda elde edilen değerler incelendiğinde simetrik ve antisimetrik oryantasyon arasında genel olarak bir fark olmadığı, bazı sarım açılarında oluşan farkların ihmal edilebilecek düzeyde olduğu görülmüştür. Sadece, 55 o sarım açısına sahip numunelerde, antisimetrik olanlar için daha büyük patlama basınçları elde edilmiştir. 12 Patlama basıncı (MPa) 10 8 6 4 2 0 45 60 75 90 Simetrik Antisimetrik Şekil 22. Simetrik ve antisimetrik oryantasyon için deneysel sonuçların karşılaştırılması Simetrik ve antisimetrik oryantasyonlar için elde edilen nümerik ve deneysel sonuçlar sırasıyla Şekil 23 ve 24 de gösterilmiştir. Hem simetrik hem de antisimetrik oryantasyonlarda, 45 o ve 60 o sarım açısına sahip olan numunelerde, deneysel ve nümerik çalışma sonuçlarının oldukça yakın değerlerde olduğu gözlenmiştir. Bunun yanı sıra, diğer sarım açılarında, deneysel ve nümerik sonuçlar arasında oldukça büyük farklılıklar meydana gelmiştir. 28

12 Patlama basıncı (MPa) 10 8 6 4 2 0 45 60 75 90 Sarım açısı ( 0 ) Ansys Fortran Deney Şekil 23. Simetrik oryantasyon için deneysel ve nümerik sonuçların karşılaştırılması 12 Patlama basıncı (MPa) 10 8 6 4 2 0 45 60 75 90 Sarım açısı ( 0 ) Ansys Fortran Deney Şekil 24. Antisimetrik oryantasyon için deneysel ve nümerik sonuçların karşılaştırılması Deneysel sonuçların nümerik sonuçlardan (FORTRAN ve ANSYS sonuçlarından) farklı olması, ancak FORTRAN ve ANSYS sonuçlarının birbirine oldukça yakın olması şüphe ile karşılanmış ve başka bir malzeme için aynı analizlerin yapılmasına ihtiyaç hissedilmiştir. Söz konusu FORTRAN programında karbon elyaf takviyeli kompozit bir tüp için analiz yaptığımızda sonuçların Şekil 25 te de görüldüğü gibi deneysel sonuçlardaki karakteristiğe daha uygun değişimler elde edilmiştir. Bu 29

sonuçlar daha önce yapılan çalışma (PARNAS; KATIRCI, 2002) sonuçları ile uyuşmaktadır. 25 Patlama Basıncı (MPa) 20 15 10 5 Simetrik Antisimetrik 0 30 45 60 75 90 Sarım Açısı ( o ) Şekil 25. Karbon/epoksi kompozit tüp için simetrik ve antisimetrik oryantasyonlarda FORTRAN sonuçlarının karşılaştırılması Bu sonuç, nümerik ve deneysel sonuçlar arasındaki farka etki eden faktörlerden birinin de kullanılan cam-lif epoksi malzeme, ve bu malzemenin mekanik özellikleri olduğunu göstermektedir. Optimum sarım açısının 55 olarak bulunduğu teorik analizlerde (net analysis) sarıma dik yöndeki mukavemet değeri tamamı ile ihmal edilmektedir. Burada örnek verilen karbon/epoksi için mukavemet değeri lif doğrultusunda X=1500 MPa ve liflere dik doğrultuda ise Y=40 MPa dır. Y değeri X e göre çok küçük olduğundan karbon/epoksi için bulunan değerlerin açıya bağlı değişimi beklentilere daha uygundur. Buna karşılık, kullanılan camlif/epoksi malzeme için mukavemet değeri lif doğrultusunda X=938 MPa ve liflere dik doğrultuda ise Y=89 MPa dır. X/Y çok küçük olmadığından burada Y nin değeri ihmal edilememektedir. Bu durumu da göz önüne alacak şekilde yazılan FORTRAN kodları yeniden revize edilmektedir. 4.2.2. Farklı Sıcaklıklarda Yapılan Deneyler Oda sıcaklığında (20 C), oda sıcaklığından daha düşük bir sıcaklık değerinde (2 C) ve oda sıcaklığından daha büyük sıcaklık değerlerinde (40, 60 ve 80 C) yapılan deneylerden elde edilen ortalama patlama basıncı değerleri Şekil 26 da gösterilmiştir. 30

90 Patlama Basıncı [Bar] 75 60 45 30 15 45 sarım açılı 55 sarım açılı 60 sarım açılı 75 sarım açılı 88 sarım açılı 0 0 20 40 60 80 100 Sıcaklık [ 0 C] Şekil 26. Farklı sıcaklıklarda bulunan patlama basıncı değerlerinin karşılaştırılması Şekilden görüldüğü gibi, yüksek sıcaklıklarda mukavemet değerleri düşmeye başlamaktadır. Bu tür tüplerin 1 C ve 2 C civarında, örneğin dalgıçlar tarafından, rahatlıkla güvenli bir şekilde kullanılabileceği görülmektedir. 4.2.3. Hasarların Oluşumu Yapılan iç basınç testleri neticesinde, basınçlı tüp üzerinde özellikle sarım açısına bağlı olarak patlama, kırılma yarılma vb. hasarlar meydana gelmiştir. Bazı numunelerde hasar öncesi matris malzemesinde belirgin bir beyazlaşma meydana geldiği görülmüştür (Şekil 27). Şekil 27. Patlama öncesi özellikle matriste ortaya çıkan beyazlaşma 31

Numunelerin doğal renginin yeşil olmasından dolayı, basınç nedeniyle numunelerde meydana gelen bu beyazlaşma rahatlıkla gözlemlenmiştir. Özellikle bu aşamadan sonra matris malzemesi ve/veya fiberler arasında oluşan mikro kırıklardan içteki hidrolik sıvısının damlacıklar şeklinde (terleme) basınçlı tüpün yüzeyine çıktığı gözlenmiştir. Şekil 28 de numune üzerinde meydana gelen yarılmalardan kaynaklanan ve hidrolik sıvısının fışkırma şeklinde dışarı çıkmasına neden olan bir hasar görülmektedir. Şekilden görüldüğü gibi fışkırma şeklinde olabilecek hasarlarda hidroliğin ortama dağılmasını engellemek için deney numunesi kapalı bir kap içerisine yerleştirilmiştir. Bunun yanı sıra, numune üzerinde meydana gelebilecek hasarı gözlemlemek için bu koruyucu kabın üzeri şeffaf bir malzemeden yapılmıştır. Şekil 28. Hasar sonucu oluşan sızıntı Şekil 29 da matris malzemesinin kırılması nedeniyle meydana gelen bir hasar tipi gösterilmiştir. Bu tür bir hasarda, liflerde herhangi bir hasar meydana gelmeden önce matris malzemesinin kırılması şeklinde bir hasar ortaya çıkmaktadır. Özellikle 88º sarım açısına sahip numunelerde bu tür hasarların meydana geldiği gözlemlenmiştir. Tablo 2 de verilen değerlere göre, özellikle 88º sarım açısına sahip numunelerde elde edilen iç basınç patlama değerlerinin diğer sarım açılarından daha düşük olduğu görülmektedir. Bunun temel nedeni Şekil 29 da görülen matris hasarıdır. 32

Şekil 29. Matris kırılma hasarı Şekil 30 da fiber malzemesinin kırılması nedeniyle meydana gelen bir hasar tipi gösterilmiştir. Bu tür hasarlar genellikle çok yüksek iç basınç patlama değerlerine ulaşılan numunelerde gözlemlenmiştir. Fiber hasarının meydana geldiği sarım açıları, yüksek iç basınç değerlerini sağlayabilmesinden dolayı gerçekte arzu edilen sarım açılarıdır. Şekil 30. Fiber kırılma hasarı 4.3 İç Basınç Yorulma Deneylerinden Elde Edilen Bulgular Yorulma testi esnasında hasarın 3 evrede oluştuğu tespit edilmiştir. İlk hasar oluşumu beyazlaşmadır (Şekil 31). Bu bölümde tabakalar arası ayrılmalar oluşmaktadır. Beyaz bölgeler derinlemesine ve genişlemesine fiber doğrultusunda meydana gelmektedirler. Mikro çatlaklar fiber yönünde artmaktadır. Çevrim sayısı arttıkça bu mikro çatlaklar ince bir hat oluşturmaktadır. Özellikle yüksek çevrim sayılarında beyazlaşmış bölgelerin sayısı artmaktadır. Tabakalar arası ayrılmanın da etkisiyle iğne ucu şeklinde bölgeler oluşmaktadır. Bu bölgeler basıncın etkisiyle iç 33

yüzeyden dış yüzeye doğru basıncın etkisiyle sürekli açılıp kapanma eğilimindedirler. İğne ucu şeklindeki bölgeler dış yüzeye ulaştığı anda ilk sızıntı meydana gelmektedir. Bu ise ikinci hasar evresidir. İlk sızıntı hasarından sonra çevrim sayısı arttırılırsa artık yüzeyde su jetinin oluştuğu görülmektedir. Bu noktada son hasar oluşmaktadır (Şekil 32). Şekil 31. Beyazlaşma hasarı ([±45º] 2 ) Şekil 32. Son hasar ([±60º] 2 ) Aşağıdaki şekillerde de, Şekil 33 (a, b); farklı açılar için meydana gelen fiber kırıklarına (hasarlarına) örnekler verilmiştir. 34

(a) (b) Şekil 33. [±75º] 2 Fiber kırılma hasarı (a), [±45º] 2 Fiber kırılma hasarı (b) Çalışmamızın bu kısmında özellikle [ ± 75 ] 2, [ ± 60 ] 2, [ ± 55 ] 2 ve [ 45 ] 2 ± fiber oryantasyonuna sahip kompozit tüpler incelenmiştir. [ ± 88 ] 2 fiber oryantasyonuna sahip kompozit tüp düşük patlama basıncına sahiptirler. PLC kontrollü servohidrolik test makinesinin valf sistemi düşük basınçlı yorulma testi yapmak için uygun değildir. Ayrıca [ ± 88 ] 2 kompozit tüplerin endüstride yaygın bir kullanım alanı bulunmamaktadır. Bu sebeplerden dolayı [ ± 88 ] 2 kompozit tüpün deneyleri %50 ve %60 genlik değerlerinde yapılmamıştır. Deneylerde diğer dizilişlerden farklı olarak [ ± 75 ] 2 kompozit tüpte belirgin bir beyazlaşma gözlenmemiştir. Yani yukarıda izah edildiği şekilde, son hasardan önce ilk sızıntı gözlenmemiştir. Sadece %50 gerilme seviyesinde ilk sızıntının oluştuğu ve yüksek gerilme genliklerinde son hasarın aniden meydana geldiği tespit edilmiştir. Farklı tabaka dizilişleri için yapılan yorulma deneylerinden elde edilen sonuçlar Tablo 4 ve 5 te verilmiştir. Tablo 4 teki ilk sızıntı çevrim sayısı ve son hasar çevrim sayısı arasındaki değerlere dikkat edilirse, bu değerin düşük gerilme seviyelerinde arttığı görülmektedir. 35