TMMOB Makina Mühendisleri Odası 12. Otomotiv ve Üretim Teknolojileri Sempozyumu 13-14 Mayıs 2011 ÇAPRAZ KAMA HADDELEME YÖNTEMİ İLE TRAKTÖR ŞAFTI ÜRETİMİ: SONLU ELEMANLAR SİMULASYONU VE MİKROSKOBİK ÇALIŞMASI Metin Çakırcalı 1, Cenk Kılıçaslan 1, İ. Kutlay Odacı 1, Mustafa Güden 1, Valery Y. Shchukin 2, Vladimir V. Petronko 2 1 Dinamik Test ve Modelleme Laboratuarı, Makina Mühendisliği Bölümü, İzmir Yüksek Teknoloji Enstitüsü, Urla, İzmir, Türkiye Tel: +90 232 750 66 24, E-posta: cenkkilicaslan@iyte.edu.tr 2 Belarus Ulusal Bilim Akademisi Fizik Teknik Enstitüsü, Minsk, Belarus ÖZET Bu çalışmada Çapraz Kama Haddeleme (ÇKH) yöntemi ile traktör şaftı üretimi ısıl-mekanik sonlu elemanlar analizleri ile incelenmiştir. Nümerik model ile elde edilen efektif gerinim ve sıcaklık dağılımı iş parçasının içyapı tahmininde kullanılmış, bu tahminler haddelenmiş iş parçalarının mikroskobik analizleri ile doğrulanmıştır. İş parçası malzemesi olarak AISI 1045 çeliği kullanılmıştır. Analizler, sıcaklığın ve efektif gerinimin işlem sırasında homojen dağılmadığını göstermiştir. Mikroskobik analizler, tane boyutunun efektif gerinimin yüksek olduğu yüzeye yakın bölgelerde daha küçük olduğunu, sıcaklığın yüksek olduğu orta kısımda ise tane boyutunun büyük ve haddeleme yönüne dik şekilde uzadığını göstermiştir. Anahtar Kelimeler: Çapraz Kama Haddeleme, Sonlu Elemanlar,1045 Çeliği, Johnson-Cook. 1. GİRİŞ Çapraz kama haddeleme (ÇKH), iş parçasına teğet fakat 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 nin geleneksel şekillendirme işlemlerine göre avantajları şu şekilde sıralanabilir [1-4]; (i) düşük işletim maliyeti, (ii) yüksek üretim miktarları ve düşük hammadde sarfiyatı, (iii) hammadde tasarrufu (iş parçası uç kesimi ve gerekirse taşlama sonrası atılan hammadde %10 dan daha azdır), (iv) iyi ürün kalitesi (metal mikro yapısı sürekli ve incedir) ve (v) çevreye daha az zararlı madde atımı (işlem yağlama akışkanlarına gerek duymaz). Bahsedilen önemli avantajlarına rağmen, ÇKH işlemi metal şekillendirme endüstrisi tarafından yaygın kullanılmamaktadır. Bunun temel nedeni iş parçası deformasyonu, sürtünme ve hasar mekanizması hakkında yeterli teknik bilgiye sahip olunmaması ve kalıp tasarımının karmaşık olmasıdır. Kalıp ile iş parçası arasındaki etkileşim kesin ve güvenilir olarak belirlenemediğinden ÇKH işleminin otomasyonu da zordur. Tek bir ürün tasarımı için pek çok deneme yapılmalıdır. Bu tür tasarım teknikleri tecrübe ve deneme yanılma yöntemini temel alır ki bu çoğu zaman güvenilmeyen, zaman kaybettirici ve pahalı bir işlemdir [4]. ÇKH işleminde, kama üzerinde iş parçasının şekillendiği dört bölge vardır (Şekil 1b). Kesme bölgesinde silindirik iş parçası çevresine v-şeklinde yiv açılır. Yönlendirme bölgesinde oluşturulan v-şeklindeki yiv iş parçası çevresince düzgün devam eder, kama profili değişmez. Genişletme bölgesinde kalıp üzerindeki kama genişliği artar ve iş parçası genişletme açısı (β) ile uçlara doğru açılır. İş parçası omuzlarda şekillendirme açısı (α) ile deforme olur. İş parçasının son şeklini aldığı son bölge boyutlandırma bölgesidir. Boyutlar ve yüzey kalitesi bu bölgede kontrol edilir. Bu bölgede genişletme açısı sıfırdır ve kama profili değişmez. Boyutlandırma bölgesi sonunda yer alan kesiciler iş parçasını uçlardan keserek fazlalıklar atılır.
Şekil 1 Düz kama ÇKH işlem yapısı ve kalıbın şekillendirme bölgeleri Literatürde ÇKH işlemini sonlu elemanlar yöntemi ile inceleyen birçok çalışma vardır. Li ve Lovell [5] ÇKH işleminde boşluk oluşumu ve ilerlemesini deneysel ve ANSYS/LSDYNA programları ile incelemişlerdir. Boşluk oluşum morfolojisi, iş parçası malzemesi, şekillendirme açısı, genişletme açısı ve alan indirgemesinin fonksiyonu olarak belirlenmiştir. Deng ve diğerleri [6] ÇKH işleminde kayma ve işlem değişkenleri arasındaki ilişkiyi ANSYS/LSDYNA programlarını kullanarak araştırmışlardır. Üç farklı iş parçası malzemesi (1100 alüminyum, 1018 çelik ve C21000 pirinç) için farklı şekillendirme hızı (0,4 ve 4,0 m s -1 ), alan indirgemesi (25, 40 ve 55) ve şekillendirme açılarında (20, 30 ve 40 ) oluşan kayma incelenmiştir. Analizlerde sabit statik (0,5) ve dinamik (0,46) Coulomb sürtünme katsayıları (μ) kullanılmıştır. Şekillendirme hızı, alan indirgemesi ve şekillendirme açısının kaymayı etkileyen önemli değişkenler olduğu belirlenmiştir. Fang ve diğerleri [7] DEFORM-3D programı ile ÇKH işlemini modellemişlerdir. Artan genişletme açısı ile teğet kuvvetlerin arttığı ancak dikey kuvvetlerin azaldığı gösterilmiştir. Wang ve diğerleri [8] AISI 5140 çeliğinin ÇKH işlem detaylarını, DEFORM-3D programında ısıl-mekanik model ile mikro yapı analizini birleştirerek belirlemişlerdir. En yüksek efektif gerinim iş parçasının merkezinde ve en yüksek gerinim hızının ise temas yüzeyindedir. Zhao ve diğerleri [9] ANSYS/LS-DYNA programı ile 1045 çeliğinin ÇKH işlemini modellemişlerdir. İş parçası merkezinde yüksek yanal çekme gerilmelerinin oluştuğu gösterilmiştir. Xiong ve diğerleri [10] ÇKH işleminde iş parçası kesitindeki efektif gerinim ve gerinim hızı değişimini DEFORM-3D simülasyon programı kullanarak farklı iş parçası kesitlerinde haddeleme zamanına karşılık belirlemişlerdir. Merkezden ¼ R (R iş parçası yarı çapı) uzunluktaki bölgede gerinimin ½ R uzaklıktaki bölgeye ve merkeze kıyasla daha hızlı arttığı gösterilmiştir. Genişletme bölgesinde gerinmenin hızla artması ¼ ve ½ R kesitinde periyodik dalgalanmalara sebep olduğu belirlenmiştir. Benzer şekilde ¼ ve ½ R kesitlerinde gerinme hızının merkezden daha yüksek olduğu gösterilmiştir. Bu çalışmada ÇKH yöntemi ile AISI 1045 çeliği malzemesinden traktör şaftı üretimi ısıl-mekanik sonlu elemanlar analizleri ile incelenmiştir. İlk olarak iş parçası malzemesinin akış gerilmesi Split Hopkinson Basınç Barı (SHBB) ve SHIMADZU AG-I çekme-basma test makinesi kullanılarak bulunmuş ve analizlerde kullanılmıştır. Modeller, simülasyon sonuçları ile ÇKH deneylerinden elde edilen teğetsel kuvvetlerin karşılaştırılması ile doğrulanmıştır. Ayrıca nümerik model ile elde edilen efektif gerinim ve sıcaklık dağılımı iş parçasının içyapı tahmininde kullanılmış, bu tahminler haddelenmiş iş parçalarının mikroskobik analizleri ile doğrulanmıştır. 2. MALZEME MODELLERİ Çalışılan malzemelerin deformasyon davranışları Johnson ve Cook (JC) malzeme [11] modeli ile belirlenmiştir. Bu model Denklem 1 ile ifade edilir; n * m A B 1 cln 1 T 0 (1) Denklem 1 de, ζ, ε ve sırasıyla, efektif gerilme, gerinim ve gerinim hızı, A, B, n, c, m model sabitleri, 0 referans gerinim hızıdır. T* ise aşağıdaki denklem ile ifade edilir; T T T T T Denklem 2 de T, T r ve T m sırasıyla sıcaklık, referans ve ergime sıcaklığıdır. * m r r (2)
Deneylerde AISI 1045 çeliğinden hazırlanan 4 mm çaplı ve 12 mm boyundaki numuneler kullanılmıştır. Statik testler, oda ve yüksek sıcaklıkta (1000 C ye kadar) deplasman kontrollü SHIMADZU AG-I test makinesi ile 10-3 -10-1 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 250-1500 s -1 gerinim hızları aralığında yapılmıştır. Dinamik Test ve Modelleme Laboratuvarı bünyesinde bulunan SHBB ve SHIMADZU AG-I test cihazları Şekil 2 de gösterilmiştir. Şekil 2 DTM Lab. bünyesinde bulunan SHBB, SHIMADZU AG-I basma-çekme test cihazı 1045 çeliğinin 900-1200 C sıcaklığında ve 0,1-100 s -1 gerinim hızlarındaki JC parametreleri ASM Materials Handbook [12] dan alınan gerçek basma gerilme-gerinim verileri kullanılarak belirlenmiştir. Bu model 1045 JC-1 modeli olarak adlandırılmıştır. JC-1 malzeme modelinden elde edilen gerilme-gerinim değerleri 0,1 ve 1 s -1 gerinim hızlarında 900 ve 1200 C de deneysel gerilme-gerinim değerlerine çok yakındır. Ancak 1100 C nin üzerinde ve 100 s -1 gerinim hızında malzeme gerilme-gerinim davranışını iyi gösterememektedir. Ayrıca 1045 çeliğinin oda sıcaklığında JC malzeme modeli de belirlenmiştir. Bu model 1045 JC-2 olarak adlandırılmıştır. Belirlenen JC-1 ve JC-2 malzeme model parametreleri Tablo 1 de listelenmiştir. JC-2 modelinde, m değeri yüksek sıcaklıkta belirlenmiş olan JC-1 modelindeki m değeri ile aynı alınmıştır. Tablo 1 AISI 1045 çeliği JC model parametreleri Malzeme modeli A (MPa) B (MPa) c n m 0 AISI 1045 JC-1 105,84 198,61 0,085 0,331 0,52 1 AISI 1045 JC-2 451 706 0,018 0,331 0,52 10-3 3. ÇAPRAZ KAMA HADDELEME DENEYLERİ Deneysel çalışmalar Şekil 3 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 3 Deneylerde kullanılan ÇKH makinesi
Deneylerde kullanılan kalıp Şekil 4 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. 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. 4. ÇKH İLE TRAKTÖR ŞAFTI ÜRETİMİ Şekil 4 Deneylerde kullanılan kalıbın teknik çizimi Belarus Ulusal Bilimler Akademisi Fizik Teknik Enstitüsü tarafından 1045 çeliği iş parçasından traktör şaftı üretiminde kullanılmakta olan düz kama tipi ÇKH makinesi Şekil 5 te gösterilmiştir. Makinenin yanında bulunan fırın iş parçalarını belirlenen işlem sıcaklığına ısıtmak için kullanılmaktadır. İş parçaları öncelikle endüksiyon fırınında 1150 C de 10 dakika boyunca ısıtılmakta ve daha sonra ÇKH makinesine nakledilmektedir. Haddeleme esnasında alt kalıp sabitken üst kalıp iş parçasına teğet yönde hareket etmektedir. Şekil 5 Belarus Ulusal Bilimler Akademisi Fizik Teknik Enstitüsü nde kullanılan ÇKH makinası Traktör şaftı üretiminde kullanılan ÇKH kalıp geometrisi ve iş parçasının deformasyon adımları Şekil 6 da gösterilmektedir. Kalıp, şekillendirme açısına(α), 5.5 genişletme açısına (β) sahiptir ve indirgeme oranı ise 1.21 ile 1.84 arasında değişmektedir. Kalıbın kesme, genişletme ve boyutlandırma bölge uzunlukları sırasıyla 37, 412 ve 151 mm, iş parçası çapı 20 mm ve uzunluğu ise 60 mm dir. İşlem sırasında ilk olarak iş parçasının orta kısmı, daha sonra kenar kısımları şekillendirilir ve fazla malzeme kesiciler tarafından kesilerek atılır. Haddelenmiş parçalar daha sonra düzeltme işlemine girer. Son olarak ise haddelenmiş parça ısıl işlem görmektedir. ÇKH işlemine tabi tutulmuş traktör şaftı Şekil 7 de gösterilmiştir. Şekil 6 Traktör şaftı kalıp geometrisi ve iş parçasının deformasyon adımları
Şekil 7 ÇKH ile üretilmiş Traktör şaftı ve son şekil üzerinde indirgeme oranları 5. MİKROSKOBİK ANALİZ İÇİN NUMUNE HAZIRLANMASI ÇKH işleminden sonra iş parçaları mikroskobik çalışmaya numune hazırlamak amacıyla tel erozyon ile boyuna ortadan kesilmiştir. ÇKH tabi tutulmamış ve tutulmuş iş parçası numuneleri, Şekil 8 ve de gösterildiği gibi epoksiye gömülmüş ve daha sonra sırasıyla 120, 240, 320, 600, 800, 1200 ve 2400 dereceli SiC kâğıtlarla zımparalanmıştır. Son aşamada ise SiC solüsyonu ile 1 μm boyutuna kadar parlatılmıştır. Mikroskobik incelemeler optik ve Philips XL30-SFEG elektron tarama (SEM) mikroskopları ile yapılmıştır. 6. MODELLEME Şekil 8 Epoksiye gömülmüş 1045 çeliğinin ÇKH öncesi ve sonrası 6.1. Kalıp Geometrilerinin Katı Modellerinin Oluşturulması Bu çalışmada iki farklı düz kamalı kalıp modellenmiştir. Deney kalıbı olarak adlandırılan ilk kalıp, 1045 çeliğinin ÇHK işlemi için hazırlanmıştır (Şekil 9). Bu kalıp JC malzeme modeli parametrelerinin doğrulanması için kullanılmıştır. Traktör şaftı kalıbı Şekil 10 da gösterilmektedir. Kullanılan silindirik iş parçası tüm simülasyonlarda katı gövde olarak modellenmiştir. Şekil 9 1045 çeliği JC malzeme modellerinin doğrulanması için tasarlanan deney kalıbı ve iş parçası
6.2. Sonlu Elemanlar Ağının Oluşturulması Şekil 10 Traktör şaftı üretiminde kullanılan ÇKH kalıbı ÇKH modelinde kamalar ve çentikler, sonuçların doğruluğunu arttırmak amacı ile sık elemanlara ayrılmıştır (Şekil 11). Kalıp üzerinde sık ağ yapısının kullanılmasının temel nedeni elemanların nüfus etmesini engellemektir. Ayrıca rijit gövdeler (kalıplar) için temas algoritması küçük elemanların kullanılmasını gerektirmektedir. Kalıplarda boyutu değişken karışık (üçgen ve dörtkenarlı) kabuk elemanlar kullanılmıştır. Dörtkenarlı-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. Traktör şaftı kalıbının sonlu elemanlar ağı sabit boyutlu sık üçgen-kabuk elemanlar kullanılarak oluşturulmuştur (Şekil 12). Şekil 11 Deneysel doğrulamada kullanılan kalıbın sonlu eleman ağ yapısı Şekil 12 Traktör şaftı kalıbının sonlu eleman ağ yapısı
Sonlu elemanlar çözümünde merkezi işleme birimi, toplam zamanının yüzde yetmişini eleman işleme için kullanmaktadır. Bu maliyeti azaltmak için sonlu elemanlara ayırma işlemi dikkatli bir şekilde yapılmış ve değişik işlemler için farklı iş parçası ağ yapıları kullanılmıştır. Doğrulama analizlerinde kullanılan iş parçasının orta kısmı ana deformasyon bölgesi olduğundan bu alanda daha sık ağ yapısı kullanılmıştır (Şekil 13). Ayrıca iş parçasının sonlu elemanlar ağı z ekseni boyunca eğimli hale getirilerek toplam eleman sayısı düşürülmüştür. İş parçasının xy kesitinde kelebek tipi ağ yapısı oluşturulmuş ve merkez etrafındaki elemanlar düzeltilmiştir. Traktör şaftında ise iş parçasında homojen dağılımlı sonlu elemanlar ağı kullanılmıştır(şekil 13). Deneysel kalıp, toplam 39886, Traktör şaftı kalıbı ise toplam 360664 kabuk eleman içermektedir. Şekil 13 İş parçasının sonlu elemanlar ağ yapısı: Deneysel kalıpta kullanılan iş parçası, Traktör şaftında kullanılan iş parçası 6.3. Sonlu Elemanlar Modeli Analizler LS-DYNA V971 R4.2.1 (R4.53450) 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, iş parçasına teğet yönde hareket etmektedir. Analizlerde ısıl ve mekanik çözücüler aynı anda çalıştırılmış böylece mekanik iş plastik deformasyon aracılığı ile ısıya çevrilmiştir. Mekanik analizler explicit, ısıl analizler ise implicit metot ile gerçekleştirilmiştir. 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 [13]; DC V FD (3) FS FD e rel Bu denklemde, FD dinamik sürtünme katsayısı, FS statik sürtünme katsayısı, DC ise üstsel bozulma katsayısıdır. Sürtünme katsayıları temas yüzeylerin hızına (V rel ) bağımlıdır. 7. BULGULAR 7.1. Malzeme Modelinin Doğrulanması Şekil 14 de ilk sıcaklığı 750 ve 1050 C olan 1045 çeliği iş parçasının haddelenmesi işleminde oluşan deneysel ve simülasyon teğet kalıp kuvvetlerinin zamana göre değişimi gösterilmektedir. Modelde statik ve dinamik sürtünme katsayıları eşit olup 0,5 alınmıştır. İlk sıcaklığı 1050 C olan numunenin simülasyonunda 1045 çeliği JC-1 malzeme modeli ve ilk sıcaklığı 750 C olan numunenin simülasyonunda ise 1045 çeliği JC-2 malzeme modeli kullanılmıştır. Aynı şekilde görüldüğü gibi deneysel ve simülasyon sonuçları 750 C' de uyum gösterirken 1050 C için simülasyon sonuçları deneyselden daha yüksek çıkmıştır. Bu fark ÇKH işlemi öncesi ısıtma sürelerinin malzemede farklı mikro yapılar (tane boyutu, dislokasyon yoğunluğu ve benzeri) oluşturduğunu göstermektedir. Sonuç olarak sonlu elemanlar modelinin yeterli yaklaşımı gösterdiği görülmüştür.
Şekil 14 İlk sıcaklığı 750 (JC-2) ve 1050 C (JC-1) olan 1045 çeliği iş parçasının haddelenmesi işleminde deneysel ve simülasyon teğet kalıp kuvvetlerinin zamana göre değişimi 7.2. Traktör Şaftı Modeli Traktör şaftı modelinde efektif gerinim, sıcaklık ve gerinim hızının zamana göre olan değişimi, iş parçası üzerinde seçilen dört farklı nokta için (Şekil 15 ve ) incelenmiştir. Seçilen noktalar iş parçası y ve z-ekseni doğrultusunda merkez, yüzey ve uç kısımlardadır. Şekil 15 Traktör şaftı analizi için seçilen A, B, C ve D noktaları; t=0 s ve t=1,5 s sonrası Şekil 16 ve de t=1 s de iş parçasında oluşan efektif gerinim dağılımı gösterilmiştir. En yüksek efektif gerinim değerleri genişletme bölgesinde iş parçası yüzeyinde, en düşük değerler ise iş parçasının uç kısımlarında meydana gelmiştir. Şekil 17 ve de ise t=1 s sonrasında iş parçasının sıcaklık dağılımı gösterilmektedir. En yüksek sıcaklık kalıbın genişletme bölgesinde ve iş parçasının merkezinde görülmektedir. Şekil 18 ve de ise t=1,5 saniyesinde (kesme bölgesi öncesi) iş parçasının yz kesiti üzerinde oluşan efektif gerinim ve sıcaklık dağılımı sırası ile gösterilmektedir. Bu andaki en yüksek gerinim, alan indirgemesinin en yüksek olduğu kısım olan iş parçasının uçlarındadır. En yüksek sıcaklık değerleri ise uç kısımlarda, en düşük sıcaklık değerleri ise yüzeydedir (Şekil 18). Şekil 16 1045 çelik iş parçasının t=1 s sonrası efektif gerinim dağılımı: izometrik ve yz kesiti
Şekil 17 1045 çelik iş parçasının t=1 s sonrası sıcaklık dağılımı: izometrik ve yz kesiti Şekil 18 1045 çelik iş parçasının t=1,5 s sonrası efektif gerinim ve sıcaklık dağılımı Merkez ve yüzey noktadaki efektif gerinim işlem başlangıcında artarken daha sonraki adımlarda sabit kalmaktadır (Şekil 19). Uç noktalardaki gerinim işlem sonlarına doğru tekrar artmaktadır ki bu iş parçasının uç kesme bölgesine girdiğini göstermektedir. En yüksek sıcaklık iş parçasının merkez bölgesinde oluşmaktadır (Şekil 19). Uç kısımdaki D noktası sıcaklığı genişletme bölgesinde 100 C artmakta ve daha sonra merkez noktası ile eşitlenmektedir. Şekil 19(c) de merkez noktası gerinim hızı genişletme bölgesi başlangıcında şekillendirme işlemini gösterir şekilde dalgalanmakta ve uç noktada (C noktası) ise işlem sonuna doğru ani bir artış ile kesme bölgesine girildiğini göstermektedir. En yüksek kalıp kuvvetleri kesme bölgesindedir ve ilerleyen adımlarda sabit kalma yönelimindedir (Şekil 19(d)).
(c) (d) Şekil 19 1045 çelik iş parçası A, B, C ve D noktaları için efektif gerinim, sıcaklık ve (c) efektif gerinim hızının ve (d) kalıp kuvvetlerinin zamanla değişimi 7.2. Mikroskobik Analiz Ferrit (alfa) ve perlit (ferrit+sementit) fazlarını içeren, Traktör şaftı kalıbı ile ilk sıcaklığı 1000 o C olan ve ÇKH işlemine tabii tutulan 1045 çeliği iş parçasının ÇKH öncesinde sahip olduğu mikroskobik yapı Şekil 20 da gösterilmektedir. İş parçası sıcak haddeleme ile üretilmiş olup parça yüzeyinde alfa fazı oranının çok yüksek olduğu karbürsüzleşme bölgesi Şekil 20 de gösterilmektedir. İş parçasının yüzeyindeki tane büyüklüğü, orta kısmının tane büyüklüğünden daha küçüktür. Orta kısımdaki tane büyüklüğü 100 µm civarındadır. Şekil 20 ÇKH işleminden önce 1045 çelik iş parçasının mikro yapısı; orta kısım ve kenara yakın kısım ÇKH işleminden sonra iş parçasında meydana gelen sıcaklık ve efektif gerinim dağılımları sırası ile Şekil 21 ve de gösterilmektedir. Ayrıca iş parçasının 1 (yüzey), 2 (kenarın orta kısmı), 3 (orta nokta) ve 4 (kenardaki kalın bölge) noktalarındaki mikro yapısı sırası ile Şekil 22(a-d) de gösterilmektedir. Çapraz kama haddeleme işleminden sonra yüzeye yakın bölgelerde tane boyutu oldukça küçülmüştür (bölge 1, Şekil 22). Yüzeyde meydana gelen yüksek efektif gerinimden dolayı bu beklenen bir yapıdır. Şekil 22 de gösterilen 2. bölgede ise tane boyutu başlangıç tane boyutu ile benzerdir. Bu bölgede sıcaklık ve efektif gerinim değerleri oldukça yüksektir. Üçüncü bölgede (orta kısımda), taneler işlem sırasında oluşan kalıp baskısı nedeniyle haddeleme yönüne dik şekilde uzamışlardır (Şekil 22(c)). Efektif gerinimin çok düşük olduğu 4. bölgede ise tane boyutu oldukça büyüktür (Şekil 22(d)). ÇKH işlemi sırasında dinamik yeniden kristalleşme oluştuğu görülmüştür. Yeniden kristalleşme miktarı gerinim ve oluşan sıcaklığa bağımlıdır. Çapraz kama haddeleme işleminden sonra ve önce yapılan testlerle elde edilen çekme gerilme-gerinim eğrileri Şekil 23 da gösterilmektedir. Çekme deney numuneleri iş parçasının orta kısmından işlenmiştir (3. bölge). Çapraz kama haddeleme işleminden sonra 1045 çeliğinin sünekliğinin arttığı görülmüştür. Bunun nedeni işlem sırasında orta bölgede meydana gelen yüksek sıcaklıktır. ÇKH işlemi sonrasında akma ve kırılma gerilmesi değerleri değişmemektedir.
Şekil 21 ÇKH işleminden sonra 1045 çeliğinde oluşan sıcaklık ve efektif gerinim dağılımı (c) (d) Şekil 22 ÇKH işlemi sonrasında 1045 çeliğin mikro yapısı: bölge 1, 2, (c) 3 ve (d) 4 Şekil 23 ÇKH işlemine tabi tutulmuş ve tutulmamış 1045 çeliği iş parçalarının çekme gerilme-gerinim eğrileri
8. SONUÇLAR Bu çalışma ile ÇKH üzerine detaylı modelleme çalışmaları yapılmıştır. Modellemede kullanılan 1045 çeliğinin malzeme özellikleri yüksek gerinim, yüksek gerinim hızlarında ve yüksek sıcaklıklarda Split Hopkinson Basınç Bar deney düzeneği kullanılarak belirlenmiştir. Malzeme modeli, ÇKH deneylerinden elde edilen teğetsel kuvvetler ile simülasyondan elde edilen teğetsel kuvvetlerin karşılaştırılması ile doğrulanmıştır. Daha sonra Belarus Ulusal Bilim Akademisi Fizik Teknik Enstitüsü nde ÇKH ile üretilen traktör şaftı analizleri yapılmıştır. Yapılan analizlerde işlem sırasında oluşan sıcaklığın ve gerinimin kalıp boyunca iş parçasının farklı bölgelerinde maksimum değerlere ulaştığı görülmüştür. Ayrıca yapılan mikroskobik çalışma ile simülasyon sonuçları ile iç yapı tahmini yapılabileceği gösterilmiştir. TEŞEKKÜR Bu çalışma TÜBİTAK-NAS (Belarus) tarafından 107M628 numaralı proje kapsamında desteklenmiştir. REFERANSLAR [1] Z. H. Hu, et al., "Skew rolling and cross wedge rolling principles, processes and machines," presented at the Metall. Ind. Press, Beijing, China, 1985. [2] X. P. Fu and T. A. Dean, "Past developments, current applications and trends in the cross wedge rolling process," International Journal of Machine Tools and Manufacture, vol. 33, pp. 367 400, 1993. [3] Z. Pater, "Theoretical method for estimation of mean pressure on contact area between rolling tools and workpiece in cross wedge rolling processes," International Journal of Mechanical Sciences, vol. 39, pp. 233-243, 1997. [4] Y. Dong, et al., "Analysis of interfacial slip in cross-wedge rolling: an experimentally verified finite-element model," Journal of Materials Processing Technology, vol. 80-81, pp. 273-281, 1998. [5] Q. Li and M. R. Lovell, "The establishment of a failure criterion in cross wedge rolling," The International Journal of Advanced Manufacturing Technology, vol. 24, pp. 180-189, 2004. [6] Z. Deng, et al., "Influence of material properties and forming velocity on the interfacial slip characteristics of cross wedge rolling," Journal of Manufacturing Science and Engineering-Transactions of the Asme, vol. 123, pp. 647-653, Nov 2001. [7] 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. 245-249, 2002. [8] M. Wang, et al., "A coupled thermal-mechanical and microstructural simulation of the cross wedge rolling process and experimental verification," Materials Science and Engineering A, vol. 391, pp. 305-312, 2005. [9] J. Zhao, et al., "Study of stress distribution of forming slandering of automobile semi-axes with multi-wedge rolling by FEM simulation - art. no. 604247," in ICMIT 2005: Control Systems and Robotics, Pts 1 and 2. vol. 6042, Y. Wei, et al., Eds., ed Bellingham: Spie-Int Soc Optical Engineering, 2005, pp. 4247-4247. [10] Y. Xiong, et al., "Effect of warm cross-wedge rolling on microstructure and mechanical property of high carbon steel rods," Materials Science and Engineering: A, vol. 431, pp. 152-157, 2006. [11] W. Johnson and A. G. Mamalis, "A survey of some physical defects arising in metal working processes," presented at the Proc 17th International MTDR Conference, London, U.K., 1977. [12] F, in Forging ofcarbon and Alloy Steels, Forming and Forging, ASM Materials Handbook, Cilt 14 ed, p. 215. [13] L, LS-DYNA Keyword User's Manual vol. II: Livermore Software Technology Corporation (LSTC), 2007.