Hesap Bilgilerimiz
6 Şubat 2014 Perşembe
2 Ocak 2014 Perşembe
HELİS DİŞLİ ÇARKLARDA FARKLI DİŞ TABAN GEOMETRİSİNİN DİŞLİ ÇARK AĞIRLIĞINA VE GERİLME ANALİZİNE ETKİSİ
Mekanik gücün naklinde mühendislik ve maliyet avantajlarını bir arada sunan dişli çarklar, saat mekanizmaları gibi hassas cihazlardan, otomobil ve uçak-uzay teknolojisine kadar geniş bir alanda kullanılmaktadır. Son
yıllarda mühendislik teknolojisindeki gelişmelere paralel olarak yüksek hızlarda çalışan ve daha fazla yük taşıyan dişli çarklara ihtiyaç artmaktadır. Karpat ve arkadaşları, bilgisayar yardımıyla düz, helisel, konik ve
sonsuz vida dişli mekanizmalarının boyutlandırılması ve analizi üzerine bir çalışma yapmıştır [1]. Wilcox ve Coleman, bu konuda öncü olan çalışmalarında, sonlu eleman metodunu (SEM) diş dibi gerilmelerini analiz
etmek için dişli çarka uygulamışlardır. Gerçekleştirdikleri analiz neticesinde simetrik ve simetrik olmayan diş profilleri için diş dibi gerilmeleri hesaplamışlardır [2]. Fetvacı ve İmrak, diş dibi gerilmelerinin analizi için düz dişli çarkların sonlu elemanlar ile modellenmesi üzerine çalışmış ve kavramalardaki dişli çiftinde diş dibi gerilmelerinin incelenmesine imkan sağlayan dişli çarkın sonlu eleman modelini elde etmiş ve literatürdeki modellerle karşılaştırmışlardır [3]. Chen ve Tsay helisel dişli çarklarda temas noktası gerilmesi ve burulma gerilmesini sonlu elemanlar metoduyla araştırmışlardır [4]. Kramberger ve arkadaşları, yaptıkları araştırmada dişlilerde eğilme yorulmasını analiz eden bir sayısal model geliştirmişlerdir. Çalışmalarında diş dibinde eğilme
yorulması neticesinde çatlak oluşumu ve ilerlemesi sayısal olarak modellenmiş ve buna bağlı olarak da 42CrMo4’den üretilmiş ve sertleştirilmiş bir düz dişlinin gerçek çalışma ömrü ile sonlu eleman analizlerinden tayin edilen çalışma ömrünü karşılaştırmışlardır [5]. Tevrüz, dişli çarklarda yenme hesabı üzerine bir çalışma yapmış ve çalışmasında Niemann'ın, Niemann ve Lechner'in ve Lechner'in basınca dayalı yöntemleri ile Blok'un, Niemann ve Seitzinger'in, Winter ve Michaelis'in ve Niemann ve Winter'in sıcaklığa bağlı öntemlerini inceleyerek karşılaştırmalı olarak analiz etmiştir [6]. Aslantaş, Taşgetiren ve Yalçın, düz dişlide yorulma şekli ve dişli ömrünün tahmin edilmesi üzerine gerçekleştirdikleri çalışmalarında östemperleme işlemi uygulanarak
üretilmiş bir dişli çarktaki yorulma aşınması oluşumunu önce deneysel olarak incelemişler ve daha sonra lineer elastik kırılma mekaniği ve sonlu elemanlar metodunu içeren bir sayısal çözümle karşılaştırmışlardır. Çalışma
neticesinde yorulma aşınması süresinin östemperleme sıcaklığının azalması ile arttığı gözlenmiş ve sayısal çözümün bununla tutarlılık gösterdiği saptanmıştır [7]. Ch Rama Mohana Rao ve G Muthuveerappan helisel dişli çarklarda üç boyutlu sonlu elemanlar modellemesi ve gerilme analizi üzerine bir çalışma yapmış ve helisel dişlilerde temas çizgisinin farklı pozisyonları için yükleme dağılımı ve gerilme analizlerini gerçekleştirerek
diş boyunca farklı noktalarda oluşan maksimum diş dibi gerilmelerini literatürdeki diğer deneysel sonuçlarla karşılaştırılmışlardır [8]. Anders Flodin ve Sören Andersson helisel dişlilerde hafif aşınma simülasyonu
üzerine çalışmıştır. Araştırmacılar sonlu elemanlar metoduyla meshledikleri modelin her elemanında oluşan basınç dağılımını bilinen Hertz teorisiyle hesaplamıştır. Yüzeylerdeki basınç dağılımı ve hız hesaplandıktan sonra değiştirilmiş olan Archard aşınma eşitliğini dişlerdeki aşınma derinliğini hesaplamakta kullanmışlardır [9]. He Zhang, Lin Hua ve Zinghui Han değiştirilmiş helisel balık sırtı dişlilerde bilgisayar destekli tasarım ve
mesh simülasyonu geliştirmişlerdir. Araştırmacılar helis dişlilerde diş dibi gerilmesini azaltmak amacıyla farklı diş profilleri geliştirmiş ve oluşturdukları modelin diş dibi gerilmesiyle çevresel şekil değişimini incelemiştir. Sonuç olarak geliştirdikleri metodun iletim hataklarını engellediğini, maksimum temas noktası gerilmesini düşürdüğünü, diş dibigerilmesini azalttığını ve çevresel şekil değişiminin azaldığını görmüşlerdir [10].2.
ÇALIŞMANIN ÖNEMİ (RESEARCH SIGNIFICANCE)
Gerçekleştirilen çalışmada, dişli çarklarda gerilmenin en az oluştuğu bölgelerden malzeme boşaltarak hem malzeme tasarrufu sağlamak hem de dişli çarkın ağırlığından dolayı mil ve yataklarda meydana gelebilecek
deformasyonların azaltılması hedeflenmiştir. İlave olarak maksimum gerilmelerin oluştuğu diş dibi ve temas noktalarının kesitinin arttırılmasına imkan vererek dişli çarkın mukavemetini arttırılması amaçlanmıştır.
yıllarda mühendislik teknolojisindeki gelişmelere paralel olarak yüksek hızlarda çalışan ve daha fazla yük taşıyan dişli çarklara ihtiyaç artmaktadır. Karpat ve arkadaşları, bilgisayar yardımıyla düz, helisel, konik ve
sonsuz vida dişli mekanizmalarının boyutlandırılması ve analizi üzerine bir çalışma yapmıştır [1]. Wilcox ve Coleman, bu konuda öncü olan çalışmalarında, sonlu eleman metodunu (SEM) diş dibi gerilmelerini analiz
etmek için dişli çarka uygulamışlardır. Gerçekleştirdikleri analiz neticesinde simetrik ve simetrik olmayan diş profilleri için diş dibi gerilmeleri hesaplamışlardır [2]. Fetvacı ve İmrak, diş dibi gerilmelerinin analizi için düz dişli çarkların sonlu elemanlar ile modellenmesi üzerine çalışmış ve kavramalardaki dişli çiftinde diş dibi gerilmelerinin incelenmesine imkan sağlayan dişli çarkın sonlu eleman modelini elde etmiş ve literatürdeki modellerle karşılaştırmışlardır [3]. Chen ve Tsay helisel dişli çarklarda temas noktası gerilmesi ve burulma gerilmesini sonlu elemanlar metoduyla araştırmışlardır [4]. Kramberger ve arkadaşları, yaptıkları araştırmada dişlilerde eğilme yorulmasını analiz eden bir sayısal model geliştirmişlerdir. Çalışmalarında diş dibinde eğilme
yorulması neticesinde çatlak oluşumu ve ilerlemesi sayısal olarak modellenmiş ve buna bağlı olarak da 42CrMo4’den üretilmiş ve sertleştirilmiş bir düz dişlinin gerçek çalışma ömrü ile sonlu eleman analizlerinden tayin edilen çalışma ömrünü karşılaştırmışlardır [5]. Tevrüz, dişli çarklarda yenme hesabı üzerine bir çalışma yapmış ve çalışmasında Niemann'ın, Niemann ve Lechner'in ve Lechner'in basınca dayalı yöntemleri ile Blok'un, Niemann ve Seitzinger'in, Winter ve Michaelis'in ve Niemann ve Winter'in sıcaklığa bağlı öntemlerini inceleyerek karşılaştırmalı olarak analiz etmiştir [6]. Aslantaş, Taşgetiren ve Yalçın, düz dişlide yorulma şekli ve dişli ömrünün tahmin edilmesi üzerine gerçekleştirdikleri çalışmalarında östemperleme işlemi uygulanarak
üretilmiş bir dişli çarktaki yorulma aşınması oluşumunu önce deneysel olarak incelemişler ve daha sonra lineer elastik kırılma mekaniği ve sonlu elemanlar metodunu içeren bir sayısal çözümle karşılaştırmışlardır. Çalışma
neticesinde yorulma aşınması süresinin östemperleme sıcaklığının azalması ile arttığı gözlenmiş ve sayısal çözümün bununla tutarlılık gösterdiği saptanmıştır [7]. Ch Rama Mohana Rao ve G Muthuveerappan helisel dişli çarklarda üç boyutlu sonlu elemanlar modellemesi ve gerilme analizi üzerine bir çalışma yapmış ve helisel dişlilerde temas çizgisinin farklı pozisyonları için yükleme dağılımı ve gerilme analizlerini gerçekleştirerek
diş boyunca farklı noktalarda oluşan maksimum diş dibi gerilmelerini literatürdeki diğer deneysel sonuçlarla karşılaştırılmışlardır [8]. Anders Flodin ve Sören Andersson helisel dişlilerde hafif aşınma simülasyonu
üzerine çalışmıştır. Araştırmacılar sonlu elemanlar metoduyla meshledikleri modelin her elemanında oluşan basınç dağılımını bilinen Hertz teorisiyle hesaplamıştır. Yüzeylerdeki basınç dağılımı ve hız hesaplandıktan sonra değiştirilmiş olan Archard aşınma eşitliğini dişlerdeki aşınma derinliğini hesaplamakta kullanmışlardır [9]. He Zhang, Lin Hua ve Zinghui Han değiştirilmiş helisel balık sırtı dişlilerde bilgisayar destekli tasarım ve
mesh simülasyonu geliştirmişlerdir. Araştırmacılar helis dişlilerde diş dibi gerilmesini azaltmak amacıyla farklı diş profilleri geliştirmiş ve oluşturdukları modelin diş dibi gerilmesiyle çevresel şekil değişimini incelemiştir. Sonuç olarak geliştirdikleri metodun iletim hataklarını engellediğini, maksimum temas noktası gerilmesini düşürdüğünü, diş dibigerilmesini azalttığını ve çevresel şekil değişiminin azaldığını görmüşlerdir [10].2.
ÇALIŞMANIN ÖNEMİ (RESEARCH SIGNIFICANCE)
Gerçekleştirilen çalışmada, dişli çarklarda gerilmenin en az oluştuğu bölgelerden malzeme boşaltarak hem malzeme tasarrufu sağlamak hem de dişli çarkın ağırlığından dolayı mil ve yataklarda meydana gelebilecek
deformasyonların azaltılması hedeflenmiştir. İlave olarak maksimum gerilmelerin oluştuğu diş dibi ve temas noktalarının kesitinin arttırılmasına imkan vererek dişli çarkın mukavemetini arttırılması amaçlanmıştır.
MATERYAL VE METOT
Bu çalışmada tasarımı yapılacak olan helis dişli çarkın seçilen tasarım parametreleri ve detay resimleri Şekil 1 ve Tablo 1’de verilmiştir. Dişli çark tasarımı SolidWorks 2010 programı tasarım kitaplığı yardımıyla gerçekleştirilmiştir.Şekil 1. Çalışmada kullanılan helis dişli çark geometrisi ve ölçüleri (Figure 1. Helical gear geometry and dimensions used in the study)Tablo 1. Helis dişli çarkın geometrik değerleri(Table 1. Dimensions of the helical gear)Diş başı çapı 7,4328 cmDiş dibi çapı 6,0826 cmGenişlik 2,0 cmModül 3mmDiş sayısı 22Helis açısı 15°Çalışmamızda oluşturulan helis dişli çark modelleri SolidWorks çizim ve katı modelleme programı yardımıyla tasarım kütüphanesi kullanılarak oluşturulmuş ve oluşturulan modeller Ansys Workbench programına import edilerek gerilme analizleri Ansys Workbench programının Static Structural modunda gerçekleştirilmiştir. Tablo 2’de, dişli çark malzemesi olarak seçilen AISI 1045 çeliğinin mekanik özellikleri verilmiştir.Tablo 2. Dişli çarkın mekanik özellikleri(Table 2. Mecanical properties of the helical gear)
Elastisite Modülü (E) 2.05x1011 (N/m2)Poisson Oranı (υ) 0.29Gerilme Mukavemeti (σ) 6.25x108 (N/m2)
Akma Mukavemeti ( ) 5.3x108 (N/m2)Şekil 2’de gerilme analizi aşamasında kullanılan sınır şartları ve
yüklem durumu gösterilmiştir. Dişli mil yuvası sabit kabul edilmiş veDişli çarklarda meydana gelen hasarın temel nedeni genişlik faktörüdür. Dişli çarkın genişliğini arttırılması ağırlığının artmasına sebep olmakta ve buda mil ve yatak gibi diğer aksamlara zarar verebilmektedir. Bundan dolayı genişlik arttırılırken aynı zamanda gerilmeye daha az maruz olan yüzeylerden mümkün olduğu kadar malzeme boşaltarak ağırlık faktörünün olumsuz etkileri ortadan kaldırılmalıdır. Bundan dolayı çalışmamızda orijinal model ile birlikte toplam 8 farklı helis dişli modeli oluşturulmuştur. Tablo 3 Hde oluşturulan bu modellerin izometrik resimleri, ölçüleri ve ağırlıkları verilmiştir. Maksimum ağırlığa sahip model 0,55 kg ile işlem görmemiş orijinal model iken minimum ağırlığa sahip model 0.33 kg ile 5 nolu modeldir. Tablo 3 de verilen her bir model sonlu elemanlara bölünmüş ve Şekil 2’deki sınır şarları ve yükleme urumuna göre analiz edilmiştir. Şekil 3’de modellerin mesh yapısı verilmiştir. Analizlerde eleman tipi olarak tetrahedrons (üçgen dört yüzlü) kullanılmıştır. Böylece geometriler daha fazla düğüm ve elemana bölünerek gerçekleştirilen analizin daha hassas olması amaçlanmıştır. Tetrahedrons mesh elemanlarının minimum kenar boyu 1 mm olarak seçilmiştir.Analizi gerçekleştirilen modellerin düğüm ve eleman sayıları Tablo 4’de verilmiştir. Tablo 4’den de görüleceği üzere düğüm ve eleman sayısı en yüksek model işlem yapılmamış orijinal modeldir.
Elastisite Modülü (E) 2.05x1011 (N/m2)Poisson Oranı (υ) 0.29Gerilme Mukavemeti (σ) 6.25x108 (N/m2)
Akma Mukavemeti ( ) 5.3x108 (N/m2)Şekil 2’de gerilme analizi aşamasında kullanılan sınır şartları ve
yüklem durumu gösterilmiştir. Dişli mil yuvası sabit kabul edilmiş veDişli çarklarda meydana gelen hasarın temel nedeni genişlik faktörüdür. Dişli çarkın genişliğini arttırılması ağırlığının artmasına sebep olmakta ve buda mil ve yatak gibi diğer aksamlara zarar verebilmektedir. Bundan dolayı genişlik arttırılırken aynı zamanda gerilmeye daha az maruz olan yüzeylerden mümkün olduğu kadar malzeme boşaltarak ağırlık faktörünün olumsuz etkileri ortadan kaldırılmalıdır. Bundan dolayı çalışmamızda orijinal model ile birlikte toplam 8 farklı helis dişli modeli oluşturulmuştur. Tablo 3 Hde oluşturulan bu modellerin izometrik resimleri, ölçüleri ve ağırlıkları verilmiştir. Maksimum ağırlığa sahip model 0,55 kg ile işlem görmemiş orijinal model iken minimum ağırlığa sahip model 0.33 kg ile 5 nolu modeldir. Tablo 3 de verilen her bir model sonlu elemanlara bölünmüş ve Şekil 2’deki sınır şarları ve yükleme urumuna göre analiz edilmiştir. Şekil 3’de modellerin mesh yapısı verilmiştir. Analizlerde eleman tipi olarak tetrahedrons (üçgen dört yüzlü) kullanılmıştır. Böylece geometriler daha fazla düğüm ve elemana bölünerek gerçekleştirilen analizin daha hassas olması amaçlanmıştır. Tetrahedrons mesh elemanlarının minimum kenar boyu 1 mm olarak seçilmiştir.Analizi gerçekleştirilen modellerin düğüm ve eleman sayıları Tablo 4’de verilmiştir. Tablo 4’den de görüleceği üzere düğüm ve eleman sayısı en yüksek model işlem yapılmamış orijinal modeldir.
BULGULAR VE TARTIŞMA
Ansys Workbench paket programı kullanılarak gerçekleştirilen analizler neticesinde 8 model için elde edilen gerilme dağılımları Şekil 4’de verilmiştir. İşlem görmemiş modelde gerilmeler kuvvete maruz kalan
dişte ve mesnet bölgesinde meydana gelirken malzeme boşaltılmış diğer 7 modelde de gerilmeler kuvvet uygulanan dişten daha iç bölgelere doğru transfer olmuştur.Çalışmada analizi gerçekleştirilen her model için yük artışına bağlı olarak meydana gelen maksimum Von-Misess gerilme değerleri Tablo 5’de verilmiş ve Şekil’5 de gösterilmiştir. Tablo 5. Dişli Çark modellerine göre kuvvet/gerilme değişimleri(Table 5. The variations of the load/stres for the helical gear models)Model No Ağırlık (kg)Uygulanan Yük Değerlerine Karşılık Oluşan Gerilmeler (MPa)25 (N) 500 (N) 1000 (N) 1500 (N) İşlemsiz
model 0,550829 1,4121 27,352 54,703 82,055
1 0,345495 1,883 56,182 112,36 168,54
2 0,479039 1,3624 27,759 55,518 83,277
3 0,480297 1,3254 29,944 59,889 89,833
4 0,347571 1,7714 32,834 65,669 98,503
5 0,336038 1,7043 34,085 68,17 102,26
6 0,367149 1,6051 44,029 88,058 132,09
7 0,405819 1,443 27,252 54,504 81,755
çıkarıldığında gerilme değeri 168.54 MPa a yükselmiştir. Malzeme boşaltılarak yapılan çalışma dikkate alındığında 2. Model dışında kalan modellerde meydana gelen gerilme değerlerinin özellikle düşük yükleme
değerlerinde hemen hemen işlem görmeyen modeldeki gerilme sonuçları ile aynı olduğu tespit edilmiştir. İşlem görmemiş modele en yakın gerilme değerleri 7 nolu modelde meydana gelirken 0.55 kg’lık dişli çark ağırlığı % 27.27 azalarak 0.40 kg düşmüştür.
dişte ve mesnet bölgesinde meydana gelirken malzeme boşaltılmış diğer 7 modelde de gerilmeler kuvvet uygulanan dişten daha iç bölgelere doğru transfer olmuştur.Çalışmada analizi gerçekleştirilen her model için yük artışına bağlı olarak meydana gelen maksimum Von-Misess gerilme değerleri Tablo 5’de verilmiş ve Şekil’5 de gösterilmiştir. Tablo 5. Dişli Çark modellerine göre kuvvet/gerilme değişimleri(Table 5. The variations of the load/stres for the helical gear models)Model No Ağırlık (kg)Uygulanan Yük Değerlerine Karşılık Oluşan Gerilmeler (MPa)25 (N) 500 (N) 1000 (N) 1500 (N) İşlemsiz
model 0,550829 1,4121 27,352 54,703 82,055
1 0,345495 1,883 56,182 112,36 168,54
2 0,479039 1,3624 27,759 55,518 83,277
3 0,480297 1,3254 29,944 59,889 89,833
4 0,347571 1,7714 32,834 65,669 98,503
5 0,336038 1,7043 34,085 68,17 102,26
6 0,367149 1,6051 44,029 88,058 132,09
7 0,405819 1,443 27,252 54,504 81,755
torna
Her bir model için yük arttırıldıkça doğal olarak Von-Mises gerilme değerleri de artmıştır. Örneğin işlem yapılmamış model için 25 N da yaklaşık olarak 1.41MPa’lık bir gerilme oluşurken yük 1500 N açıkarıldığında gerilme değeri 168.54 MPa a yükselmiştir. Malzeme boşaltılarak yapılan çalışma dikkate alındığında 2. Model dışında kalan modellerde meydana gelen gerilme değerlerinin özellikle düşük yükleme
değerlerinde hemen hemen işlem görmeyen modeldeki gerilme sonuçları ile aynı olduğu tespit edilmiştir. İşlem görmemiş modele en yakın gerilme değerleri 7 nolu modelde meydana gelirken 0.55 kg’lık dişli çark ağırlığı % 27.27 azalarak 0.40 kg düşmüştür.
Sonuç
Bu çalışmada farklı geometri ve ağırlıklara sahip 8 dişli çark modeli için sonlu elemanlar paket programı Ansys Workbench kullanılarak gerilme analizi gerçekleştirilmiş ve elde edilen sonuçlar aşağıda zetlenmiştir.e-Journal of New World Sciences İşlem görmemiş modelde gerilmelerin maksimum değerleri yük uygulanan
diş dibinde ve mesnetlenmiş bölgelerde meydana gelmiştir. Oluşturulan modeller arasında minimum ağırlığa 2 mm çapında delikler açılmış olan 5. model de ulaşılmıştır. Fakat gerçekleştirilen analiz neticesinde bu modelde meydana gelen maksimum gerilme değerleri (82.055MPa) özellikle 1500 N için işlem görmemiş numuneye göre oldukça yüksek (102.26 MPa) olarak ortaya çıkmıştır. Gerilme değerleri dikkate alındığında en az gerilmenin 14 mm çapında 6 delik açılmış modelde izmir torna (7. model) olduğu görülmüştür. 7. modelin ağırlığı da işlem yapılmamış modele göre yaklaşık %27 daha düşüktür. Bu modelin üretim kolaylığı da göz önüne alındığında en uygun tasarımın 7. model olduğu görülmüştür. Deneysel çalışmalar ile karşılaştırıldığında çalışmanın sayısal olarak bilgisayar ortamında gerçekleştirilmesi, tasarımcılara ve üreticilere zaman ve maliyet açısından oldukça avantaj sağlayacaktır.
diş dibinde ve mesnetlenmiş bölgelerde meydana gelmiştir. Oluşturulan modeller arasında minimum ağırlığa 2 mm çapında delikler açılmış olan 5. model de ulaşılmıştır. Fakat gerçekleştirilen analiz neticesinde bu modelde meydana gelen maksimum gerilme değerleri (82.055MPa) özellikle 1500 N için işlem görmemiş numuneye göre oldukça yüksek (102.26 MPa) olarak ortaya çıkmıştır. Gerilme değerleri dikkate alındığında en az gerilmenin 14 mm çapında 6 delik açılmış modelde izmir torna (7. model) olduğu görülmüştür. 7. modelin ağırlığı da işlem yapılmamış modele göre yaklaşık %27 daha düşüktür. Bu modelin üretim kolaylığı da göz önüne alındığında en uygun tasarımın 7. model olduğu görülmüştür. Deneysel çalışmalar ile karşılaştırıldığında çalışmanın sayısal olarak bilgisayar ortamında gerçekleştirilmesi, tasarımcılara ve üreticilere zaman ve maliyet açısından oldukça avantaj sağlayacaktır.
19 Aralık 2013 Perşembe
GAZ YARDIMLI ENJEKSİYON KALIPLAMA
Basınç kontrolü
Sistemde istenilen çalışma basıncını sağlayacak ve gaz doldurma evresi boyunca kalıptaki istenilen düzeyde
basınç değerini, sürekli olarak koruyacak bir komprosörün kullanılması, basınç kontrol işlemi olarak
bilinir. Bazı sistemler iki veya daha fazla basamakta basınç profilinin oluşumuna izin vermektedirler. İki farklı
basamaktaki basınç profili genellikle çoğu uygulamalar için elverişlidir. Hacim kontrolü Bir silindir ve piston elamanına sahip ve istenilen ölçüde piston kolunun değiştirilebilmesine müsaade eden sistem hacim kontrol işlemi olarak bilinir. Bu sistem gaz enjeksiyonuna öncelik tanıyan silindiri ön basınç altında tutar. Gaz enjeksiyonu sırasında silindirde bulunan gaz piston vasıtasıyla silindirin dışına doğru itilir, bu esnada dışarı itilen gaz kalıbın içine doğru ilerleyecektir. Parça içine gönderilen gaz basıncı doğrudan kontrol edilemez ve bu yöntemin kullanılmasıyla değişkenlik arz eder. Gaz salınışı ve geri kazanımı Parça içindeki gaz kalıbın açılmasında öncelikle dışarı salınmalıdır. Gaz ya doğrudan atmosfere ya da yeniden kullanılmak üzere geri kazanılabilir. İşlem Mekaniği Gaz yardımlı enjeksiyon kalıplamada işlem sırası daha önceki kısımda verildiğinden burada işlemler hakkındaki bilgi yerine bu işlemler esnasındaki olayların parça üzerine
etkileri hakkında bilgi verilecektir. Düşük Direnç Yolu Gaz kabarcığı düşük direnç yolu boyunca ergiyiğin
merkezinde hareket eder. Bu yol daha düşük basınçlarla ve daha yüksek sıcaklıklarla belirlenir. Daha düşük basınç alanları ergiyiğin önündeki bölge, akış kesit alanı ve polimerin enjeksiyon yapıldığı yolluğun pozisyonu
tarafından belirlenir. Daha yüksek sıcaklık alanları ise kalın bölgelerin merkezlerinde, yüksek gerilme bölgelerinde ve kalıp sıcaklığındaki artarak değişmelerin sonucu olarak meydana gelir. Ayrıca, daha yüksek
sıcaklıklar daha düşük viskozitelerle sonuçlanır. Birincil gaz delmesi sırasında, yer değiştiren polimer kalıbının
boş bölgelerine kolaylıkla akabildiği yerlerde, gaz kabarcığı sadece parça alanı içerisini doldurur. 50
Gaz Yardımıyla İstifleme Gaz yardımıyla kalıplamada, istifleme basamağı sırasında gerekli basınç, standart enjeksiyon kalıplamadaki gibi sonsuz vida ile değil, gaz kabarcığı tarafından sağlanır. Basınç gaz kabarcığı boyunca üniformdur ve kabarcık tüm oyuk boyunca baştan başa dağılır. Bu ise katılaşma sırasında oyuğun yaklaşık olarak uniform bir basıncı koruduğu anlamına gelir. Geleneksel enjeksiyon kalıplamada, yüksek viskoziteli reçine içerisinde basınç uniform olarak dağılmadığından dolayı uniform olamayan gerilmeler olmaktadır. Bu durum Şekil 3'de açıkça görülmektedir. Bu şekil üzerinde gaz yardımlı enjeksiyon kalıplamadaki basınç düşüşü ile standart enjeksiyon kalıplamadaki basınç düşüşü birbiriyle kıyaslanmıştır. Şekilde görüldüğü gibi standart enjeksiyon kalıplamada gerekli olan basınç, gaz yardımıyla enjeksiyon kalıplamadaki gerekli olan basınçtan çok büyüktür ve standart enjeksiyon kalıplamada basınç uniform olarak dağılmamaktadır. Ayrıca bu şekil, iki enjeksiyon kalıplama yöntemi arasındaki ekonomik farkı da gözler önüne sermektedir. Şekilde görüldüğü üzere, gaz yardımıyla enjeksiyon kalıplamada gerekli olan kalıp, standart enjeksiyon kalıplamada kullanılan kalıp kadar yüksek basınca dayanıklı olması gerekmemektedir ve gaz yardımıyla enjeksiyon kalıplamada polimerin kalıba enjeksiyonu için gerekli olan basınç, standart enjeksiyon kalıplama ile kıyaslandığında, oldukça düşüktür. Yüksek basınç ve yüksek basınçlara dayanıklı kalıpların tasarımı üretim maliyetini artıracaktır. İstifleme esnasında büzülmelerden sonuçlanan hacim
azalması için ve ergimiş polimerin sıkıştırılması için gaz delmesi olacaktır. Gaz yardımıyla istifleme metodu
yukarıda da belirtildiği gibi standart enjeksiyon kalıplamaya göre önemli bazı avantajlara sahiptir. Bu
avantajlar, a) Gaz kabarcığı sayesinde oyuk içinde uniform istifleme b) Daha sürekli istifleme (parça üzerinde polimerin enjekte edilen yerleri olmaması) Parça Performansı Parça Tipleri Gaz yardımlı enjeksiyon kalıplama ile kalıplanmış birçok parça iki kategoride incelenebilir. a) İçi boş kanallar b) Açık kanallar
İçi boş kanallı parçalar İçi boş kanallı parçalara örnek olarak, tüpler, hareketsiz kollar, kapı kolları ve çerçeveler gösterilebilir. Bu parçalar sadece tek kalın bir bölgeden veya içerisinde gaz delmesi olan tek bir kanaldan ibarettir. Genel olarak böyle parçaların üretilmesi, işlem için en kolay olanıdır. Çünkü gaz açıkça belirlenebilen bir yola sahiptir ki gaz rahatlıkla yayılır ve ince duvar kalınlık alanları oluşturmaz ve işlem sonunda gaz serbest kalır. Açık kanallı parçalar Açık kanallı parçalara kapaklar, paneller, raflar ve
sedirler (oturulacak parçalar) örnek olarak verilebilir. Bu parçalar içinde boydan boya uzayan ve kaburga kemiğine benzeyen kanallar içeren ince duvarlardan ibarettir. Bu tür parçaları tasarımlamak ve üretmek daha zordur. Çünkü gaz parçanın ince cidarları içini deler. Bu olay parmaklaşma olarak bilinir. Yapısal Performans
Yapısal performansın iki önemli kategorisi sertlik ve dayanıklılıktır. Her ikisi de parça geometrisine, malzemeye, yükleme şartlarına ve sınırlayıcı şardara bağlıdır. Parça sertliği uygulanan kuvvet altında eğilmeye
karşı parçanın direncinin ölçüsü olduğu halde, parça dayanıklığı parçanın yük taşıma kapasitesinin bir
ölçüsüdür. Gaz yardımlı enjeksiyon kalıplama parça geometrisine bağlı olan parça sertliğini ve dayanıklığını
etkiler. Parça Tasarımı Gaz yardımlı enjeksiyon kalıplama için tasarımı yapılan bir parçada şu önlemli unsurlara dikkat etmek gerekir.
a) Parça içinde baştan başa uygun bir düzende gaz kanalı elde edilmelidir. b) Polimer parça içerisine eşdeğer olarak dolmalıdır.c) Parçaya göre kanal boyutu uygun olmalıdır. Bu unsurlara dikkat edilerek dizaynı yapılan parçalarda iyi bir istifleme ve iyi bir ürün elde edilebilir. Gaz Kanalı Düzeni Kalıp içerisindeki gaz kanalının düzeni gaz kanallarının ve gaz nozulunun konumun belirlenmesini gerektirir. Ayrıca gaz kanalı ile gaz nozulu kulllanılan döküm aralığı veya gaz geçidi ile de alakalıdır. Bu yöntem özellikle mühendislik termoplastik reçineleri için önemlidir. Bu yüksek performanslı reçinelerle üretilen parçalarda hacim küçülmesi düşüktür. Buda parça tasarımına bağlı olan birincil gaz delmesinin, Eğri bir kanal içinde hareket eden gaz eğri içinde mümkün olan en kısa yolda akmaya meyillidir. Bu bilgi, keskin köşeli parçalarda uzun gaz kabarcığı iç tarafa doğru yöneleceği ve bunun sonunda da düzensiz bir kalınlık dağılımı olacağı anlamına gelir. Bu nedenle keskin köşeli parçalardan sakınılır ve yarıçapla ifade edilebilen kavisli parçalar kullanılır. Bu durum Şekil 4'de açıkça görülmektedir.
Sistemde istenilen çalışma basıncını sağlayacak ve gaz doldurma evresi boyunca kalıptaki istenilen düzeyde
basınç değerini, sürekli olarak koruyacak bir komprosörün kullanılması, basınç kontrol işlemi olarak
bilinir. Bazı sistemler iki veya daha fazla basamakta basınç profilinin oluşumuna izin vermektedirler. İki farklı
basamaktaki basınç profili genellikle çoğu uygulamalar için elverişlidir. Hacim kontrolü Bir silindir ve piston elamanına sahip ve istenilen ölçüde piston kolunun değiştirilebilmesine müsaade eden sistem hacim kontrol işlemi olarak bilinir. Bu sistem gaz enjeksiyonuna öncelik tanıyan silindiri ön basınç altında tutar. Gaz enjeksiyonu sırasında silindirde bulunan gaz piston vasıtasıyla silindirin dışına doğru itilir, bu esnada dışarı itilen gaz kalıbın içine doğru ilerleyecektir. Parça içine gönderilen gaz basıncı doğrudan kontrol edilemez ve bu yöntemin kullanılmasıyla değişkenlik arz eder. Gaz salınışı ve geri kazanımı Parça içindeki gaz kalıbın açılmasında öncelikle dışarı salınmalıdır. Gaz ya doğrudan atmosfere ya da yeniden kullanılmak üzere geri kazanılabilir. İşlem Mekaniği Gaz yardımlı enjeksiyon kalıplamada işlem sırası daha önceki kısımda verildiğinden burada işlemler hakkındaki bilgi yerine bu işlemler esnasındaki olayların parça üzerine
etkileri hakkında bilgi verilecektir. Düşük Direnç Yolu Gaz kabarcığı düşük direnç yolu boyunca ergiyiğin
merkezinde hareket eder. Bu yol daha düşük basınçlarla ve daha yüksek sıcaklıklarla belirlenir. Daha düşük basınç alanları ergiyiğin önündeki bölge, akış kesit alanı ve polimerin enjeksiyon yapıldığı yolluğun pozisyonu
tarafından belirlenir. Daha yüksek sıcaklık alanları ise kalın bölgelerin merkezlerinde, yüksek gerilme bölgelerinde ve kalıp sıcaklığındaki artarak değişmelerin sonucu olarak meydana gelir. Ayrıca, daha yüksek
sıcaklıklar daha düşük viskozitelerle sonuçlanır. Birincil gaz delmesi sırasında, yer değiştiren polimer kalıbının
boş bölgelerine kolaylıkla akabildiği yerlerde, gaz kabarcığı sadece parça alanı içerisini doldurur. 50
Gaz Yardımıyla İstifleme Gaz yardımıyla kalıplamada, istifleme basamağı sırasında gerekli basınç, standart enjeksiyon kalıplamadaki gibi sonsuz vida ile değil, gaz kabarcığı tarafından sağlanır. Basınç gaz kabarcığı boyunca üniformdur ve kabarcık tüm oyuk boyunca baştan başa dağılır. Bu ise katılaşma sırasında oyuğun yaklaşık olarak uniform bir basıncı koruduğu anlamına gelir. Geleneksel enjeksiyon kalıplamada, yüksek viskoziteli reçine içerisinde basınç uniform olarak dağılmadığından dolayı uniform olamayan gerilmeler olmaktadır. Bu durum Şekil 3'de açıkça görülmektedir. Bu şekil üzerinde gaz yardımlı enjeksiyon kalıplamadaki basınç düşüşü ile standart enjeksiyon kalıplamadaki basınç düşüşü birbiriyle kıyaslanmıştır. Şekilde görüldüğü gibi standart enjeksiyon kalıplamada gerekli olan basınç, gaz yardımıyla enjeksiyon kalıplamadaki gerekli olan basınçtan çok büyüktür ve standart enjeksiyon kalıplamada basınç uniform olarak dağılmamaktadır. Ayrıca bu şekil, iki enjeksiyon kalıplama yöntemi arasındaki ekonomik farkı da gözler önüne sermektedir. Şekilde görüldüğü üzere, gaz yardımıyla enjeksiyon kalıplamada gerekli olan kalıp, standart enjeksiyon kalıplamada kullanılan kalıp kadar yüksek basınca dayanıklı olması gerekmemektedir ve gaz yardımıyla enjeksiyon kalıplamada polimerin kalıba enjeksiyonu için gerekli olan basınç, standart enjeksiyon kalıplama ile kıyaslandığında, oldukça düşüktür. Yüksek basınç ve yüksek basınçlara dayanıklı kalıpların tasarımı üretim maliyetini artıracaktır. İstifleme esnasında büzülmelerden sonuçlanan hacim
azalması için ve ergimiş polimerin sıkıştırılması için gaz delmesi olacaktır. Gaz yardımıyla istifleme metodu
yukarıda da belirtildiği gibi standart enjeksiyon kalıplamaya göre önemli bazı avantajlara sahiptir. Bu
avantajlar, a) Gaz kabarcığı sayesinde oyuk içinde uniform istifleme b) Daha sürekli istifleme (parça üzerinde polimerin enjekte edilen yerleri olmaması) Parça Performansı Parça Tipleri Gaz yardımlı enjeksiyon kalıplama ile kalıplanmış birçok parça iki kategoride incelenebilir. a) İçi boş kanallar b) Açık kanallar
İçi boş kanallı parçalar İçi boş kanallı parçalara örnek olarak, tüpler, hareketsiz kollar, kapı kolları ve çerçeveler gösterilebilir. Bu parçalar sadece tek kalın bir bölgeden veya içerisinde gaz delmesi olan tek bir kanaldan ibarettir. Genel olarak böyle parçaların üretilmesi, işlem için en kolay olanıdır. Çünkü gaz açıkça belirlenebilen bir yola sahiptir ki gaz rahatlıkla yayılır ve ince duvar kalınlık alanları oluşturmaz ve işlem sonunda gaz serbest kalır. Açık kanallı parçalar Açık kanallı parçalara kapaklar, paneller, raflar ve
sedirler (oturulacak parçalar) örnek olarak verilebilir. Bu parçalar içinde boydan boya uzayan ve kaburga kemiğine benzeyen kanallar içeren ince duvarlardan ibarettir. Bu tür parçaları tasarımlamak ve üretmek daha zordur. Çünkü gaz parçanın ince cidarları içini deler. Bu olay parmaklaşma olarak bilinir. Yapısal Performans
Yapısal performansın iki önemli kategorisi sertlik ve dayanıklılıktır. Her ikisi de parça geometrisine, malzemeye, yükleme şartlarına ve sınırlayıcı şardara bağlıdır. Parça sertliği uygulanan kuvvet altında eğilmeye
karşı parçanın direncinin ölçüsü olduğu halde, parça dayanıklığı parçanın yük taşıma kapasitesinin bir
ölçüsüdür. Gaz yardımlı enjeksiyon kalıplama parça geometrisine bağlı olan parça sertliğini ve dayanıklığını
etkiler. Parça Tasarımı Gaz yardımlı enjeksiyon kalıplama için tasarımı yapılan bir parçada şu önlemli unsurlara dikkat etmek gerekir.
a) Parça içinde baştan başa uygun bir düzende gaz kanalı elde edilmelidir. b) Polimer parça içerisine eşdeğer olarak dolmalıdır.c) Parçaya göre kanal boyutu uygun olmalıdır. Bu unsurlara dikkat edilerek dizaynı yapılan parçalarda iyi bir istifleme ve iyi bir ürün elde edilebilir. Gaz Kanalı Düzeni Kalıp içerisindeki gaz kanalının düzeni gaz kanallarının ve gaz nozulunun konumun belirlenmesini gerektirir. Ayrıca gaz kanalı ile gaz nozulu kulllanılan döküm aralığı veya gaz geçidi ile de alakalıdır. Bu yöntem özellikle mühendislik termoplastik reçineleri için önemlidir. Bu yüksek performanslı reçinelerle üretilen parçalarda hacim küçülmesi düşüktür. Buda parça tasarımına bağlı olan birincil gaz delmesinin, Eğri bir kanal içinde hareket eden gaz eğri içinde mümkün olan en kısa yolda akmaya meyillidir. Bu bilgi, keskin köşeli parçalarda uzun gaz kabarcığı iç tarafa doğru yöneleceği ve bunun sonunda da düzensiz bir kalınlık dağılımı olacağı anlamına gelir. Bu nedenle keskin köşeli parçalardan sakınılır ve yarıçapla ifade edilebilen kavisli parçalar kullanılır. Bu durum Şekil 4'de açıkça görülmektedir.
Polimer Doldurma Dengesi
Birincil gaz delmesi sırasında gönderilen gaz kabarcığı kalıptaki polimeri oyuk içerisindeki boş alanlara doğru
taşımak zorundadır. Bu nedenle, çoklu gaz kanalları olanhacim küçülmesine bağlı olarak meydana gelen ikincil gaz delmesine baskın olduğu anlamına gelir. Tasarımın ana amacı kalıp boşluğundaki doldurma yollarının döşenmesidir. Kısa süreli doldurma basamağından sonra, meydana gelen düşük basınç noktalan her bir kanalın sonuna yakın bölgelerde meydana gelir. Bu durumda temel dizayn unsurları oyuk içine doldurma şeklini tayin eder. Bu ise gaz kanalı boyunca minimum direncin olduğu yolun belirlemesine yardımcı olur. Kalıp boşluğundaki ekstra kanallar doldurma yollarını karıştırabilir. Geniş yüzeyli ve ince duvarlı bölgeleri bulunan parçalar ince duvar içine doğrudan bağlanmış polimer kapılarına sahip olmalılar. Bu ise ince duvar alanlarının ve çoğunlukla en son doldurulan alan olarak kabul edilen kanal sonlarının doldurulmasını sağlar. Böylece kanal sonlarında boşluk kalma olasılığı ortadan kalmış olur. Kanallar ergiyik akışı yönünde bir doğrultuya sahip olmalıdır. Kanal içindeki zikzaklar parça içindeki akışı artırmak bir yana aksine zorlaştıracaktır ve bu ise parmaklaşmaya yol açacaktır. İzmir Torna
parçalar için, gaz kanalının dengeli bir şekilde doldurulması gereklidir. Eğer bazı gaz kanalları diğerlerinden daha erken dolarsa, gaz kanalı içinde zayıf gaz delmesi oluşacaktır (Şekil 5a). Gaz kanallarının boyudandırılması uygun bir şekilde doldurmanın bir yolu olabilir. Örneğin, polimerin giriş yerlerine yakın gaz kanalları daha küçük olmalıdır. Çünkü bunlar doğal olarak daha erken dolacaklardır. Polimerin giriş yelerinden uzak kanallar, doldurma dengesi için daha geniş olmalıdırlar. Boyudandırılan kanal içindeki dengeli dolma, sadece kısmi bir etkiye neden olur. Ancak, böyle durumlarda akışı dengelemek için çoklu polimer geçideri (giriş yerleri) ilave edilebilir (Şekil 5b). Dolan kalıbın analizi, doldurma modelini değerlendirmede faydalıdır. O zaman, gaz kanak boyudan analitik olarak dengeli bir akışı sağlamak için daha kolay bir şekilde ayarlanabilir. Gaz Kanalının Boyutu ve Geometrisi Gaz kanalının boyutu parça tasarımı ile önemli oranda
değişir. Kanal boyutunun duvar kalınlığına olan oranı2/1, kanal boyutunun alt sınırı, olarak tipik bir şekilde kullanılır. Bununla beraber, üst sınır değeri ise parça geometrisine ve parça içindeki kanalların pozisyonu bağlıdır (Şekil 6). Geniş kanallar, ince duvar kalınlığı komşuluğunda doldurulmamış alanlar bırakan, polimerin geri çekilme problemini sergilerler. Bu etkiyi minimuma .indirgemek için, önerilen yaklaşım istenen duvar kalınlığının 2.5 katı kadar bir kanal ile çalışmaktır. Bu boyuttaki kanallar, gaz yardımlı enjeksiyon kalıplamada oldukça faydalı sonuçlar vermektedir. Daha büyük dayamklık ve serdik gerektiren parçalar gaz kanalına ya da duvara çubuklar ilave edilerek dizayn edilebilir. Kaburga çubukları parçaya gaz kanallarından daha etkili bir yapı sağlar ve daha geniş kanallarda meydana gelen 'flow-leader effect' herhangi bir etkiye sahip olmaz.
taşımak zorundadır. Bu nedenle, çoklu gaz kanalları olanhacim küçülmesine bağlı olarak meydana gelen ikincil gaz delmesine baskın olduğu anlamına gelir. Tasarımın ana amacı kalıp boşluğundaki doldurma yollarının döşenmesidir. Kısa süreli doldurma basamağından sonra, meydana gelen düşük basınç noktalan her bir kanalın sonuna yakın bölgelerde meydana gelir. Bu durumda temel dizayn unsurları oyuk içine doldurma şeklini tayin eder. Bu ise gaz kanalı boyunca minimum direncin olduğu yolun belirlemesine yardımcı olur. Kalıp boşluğundaki ekstra kanallar doldurma yollarını karıştırabilir. Geniş yüzeyli ve ince duvarlı bölgeleri bulunan parçalar ince duvar içine doğrudan bağlanmış polimer kapılarına sahip olmalılar. Bu ise ince duvar alanlarının ve çoğunlukla en son doldurulan alan olarak kabul edilen kanal sonlarının doldurulmasını sağlar. Böylece kanal sonlarında boşluk kalma olasılığı ortadan kalmış olur. Kanallar ergiyik akışı yönünde bir doğrultuya sahip olmalıdır. Kanal içindeki zikzaklar parça içindeki akışı artırmak bir yana aksine zorlaştıracaktır ve bu ise parmaklaşmaya yol açacaktır. İzmir Torna
parçalar için, gaz kanalının dengeli bir şekilde doldurulması gereklidir. Eğer bazı gaz kanalları diğerlerinden daha erken dolarsa, gaz kanalı içinde zayıf gaz delmesi oluşacaktır (Şekil 5a). Gaz kanallarının boyudandırılması uygun bir şekilde doldurmanın bir yolu olabilir. Örneğin, polimerin giriş yerlerine yakın gaz kanalları daha küçük olmalıdır. Çünkü bunlar doğal olarak daha erken dolacaklardır. Polimerin giriş yelerinden uzak kanallar, doldurma dengesi için daha geniş olmalıdırlar. Boyudandırılan kanal içindeki dengeli dolma, sadece kısmi bir etkiye neden olur. Ancak, böyle durumlarda akışı dengelemek için çoklu polimer geçideri (giriş yerleri) ilave edilebilir (Şekil 5b). Dolan kalıbın analizi, doldurma modelini değerlendirmede faydalıdır. O zaman, gaz kanak boyudan analitik olarak dengeli bir akışı sağlamak için daha kolay bir şekilde ayarlanabilir. Gaz Kanalının Boyutu ve Geometrisi Gaz kanalının boyutu parça tasarımı ile önemli oranda
değişir. Kanal boyutunun duvar kalınlığına olan oranı2/1, kanal boyutunun alt sınırı, olarak tipik bir şekilde kullanılır. Bununla beraber, üst sınır değeri ise parça geometrisine ve parça içindeki kanalların pozisyonu bağlıdır (Şekil 6). Geniş kanallar, ince duvar kalınlığı komşuluğunda doldurulmamış alanlar bırakan, polimerin geri çekilme problemini sergilerler. Bu etkiyi minimuma .indirgemek için, önerilen yaklaşım istenen duvar kalınlığının 2.5 katı kadar bir kanal ile çalışmaktır. Bu boyuttaki kanallar, gaz yardımlı enjeksiyon kalıplamada oldukça faydalı sonuçlar vermektedir. Daha büyük dayamklık ve serdik gerektiren parçalar gaz kanalına ya da duvara çubuklar ilave edilerek dizayn edilebilir. Kaburga çubukları parçaya gaz kanallarından daha etkili bir yapı sağlar ve daha geniş kanallarda meydana gelen 'flow-leader effect' herhangi bir etkiye sahip olmaz.
Proses Kontrolü
Duvar Kalınlığının Oluşumu Gaz delmesi ve parça performansının etkiüği oyuk etrafında kalan malzemelerin kalınlığı (duvar kalınlığı) ile etkilenir. İşletme sırasında, bu kalınlık katılaşan tabaka ve ergimiş tabaka tarafından oluşturulur. Duvar kalınlığı bir defa oluştu mu, ergimiş reçine içerisinde gaz ilerlemelerini sürdürmesi esnasında duvar kalınlığı değişmez (polimerin katılaşması esnasında malzemenin büzülmesi hariç). Duvar Kalınlığının Kontrolü Aşağıdaki açıklamalar ergiyik tabakasının ve katılaşan tabakanın kalınlıklarını kontrol etmek için işlem değişkenlerinin nasıl kullanılabileceğini ifade etmektedir. Tipik olarak ergiyik tabakasının miktarı, katılaşmış tabakadan daha kaknlıdır. Her ne kadar ergimiş tabaka üzerinde kontrol oranı sınırlı ise de, ergimiş tabakanın kontrolü en büyük etkiye sahiptir. Katılaşan Tabaka Kalınlığı Katı tabaka, sıcak polimerin daha soğuk olan kalıp yüzeyi ile temasa gelip donmasıyla kalıp üzerinde oluşur. Bu kalınlık polimerin hangi hızda katılaşacağı ve katılaşma için izin verilen süre ile belirlenir. İşlem ve malzeme değişkenleri bu tabaka kalınlığını kontrol etmede kullanılabilir. Katılaşan tabaka kalınlığı aşağıdaki
unsurların bileşimleri tarafından azaltılabilir. a) Gaz bekleme süresinin azaltılması (Ergimiş polimer kalıba enjekte edildikten sonra beklenen süre) b) Ergiyik sıcaklığının artması c) Kalıp sıcaklığının artması
d) Isıl iletkenliği ve spesifik ısısı daha düşük malzemelerin özellikleri yüksek olanla değiştirilmesi
Ergiyik Tabaka Kalınlığı Katı tabaka oluşurken polimeri kalıbın tamamına dolduran gaz, polimer eriyiği içerisine enjekte edilir. İlerleyen gaz kabarcığı oyuk etrafında katı tabaka üzerinde ergiyik reçine tabakası bırakır (bak Şekil 1). Katı tabaka ile gaz arasındaki ergiyik tabakasının kalınlığı ergiyik içindeki gaz kabarcığının hızı ve reçinenin reolojik özellikleri tarafından belirlenir. Yüksek kabarcık hızları ve düşük viskozite belirli bir limite oluşana kadar ince bir ergiyik tabakası oluşturacak şekilde sonuçlanır.Gaz enjeksiyon evresi sırasında, gaz önü ile ergiyik önü arasındaki uzaklık sürekli olarak azaldığından dolayı
sabit bir gaz hızı elde etmek zordur. Bu ise akışa karşı olan direnci azaltır ve gazın hızı artar. Aşağıdaki proses değişkenleri ergiyik tabakasının kalınlığını kontrol etmede kullanılabilir. Aşağıdaki şartlar ergimiş tabakanın
kalınlığını azaltır, a) Gaz basıncının artması, b) Ergiyik sıcaklığının artması, c) Başlangıç doldurma uzunluğunun azalması, d) Daha düşük viskoziteli ya da daha büyük gerilme azalması gösteren bir malzeme ile aksi özelliklere sahip başka bir malzeme ile değiştirilmesi. Tablo l'de bazı işletme parametrelerinin işlem üzerine
nasıl etki ettiği görülmektedir.
unsurların bileşimleri tarafından azaltılabilir. a) Gaz bekleme süresinin azaltılması (Ergimiş polimer kalıba enjekte edildikten sonra beklenen süre) b) Ergiyik sıcaklığının artması c) Kalıp sıcaklığının artması
d) Isıl iletkenliği ve spesifik ısısı daha düşük malzemelerin özellikleri yüksek olanla değiştirilmesi
Ergiyik Tabaka Kalınlığı Katı tabaka oluşurken polimeri kalıbın tamamına dolduran gaz, polimer eriyiği içerisine enjekte edilir. İlerleyen gaz kabarcığı oyuk etrafında katı tabaka üzerinde ergiyik reçine tabakası bırakır (bak Şekil 1). Katı tabaka ile gaz arasındaki ergiyik tabakasının kalınlığı ergiyik içindeki gaz kabarcığının hızı ve reçinenin reolojik özellikleri tarafından belirlenir. Yüksek kabarcık hızları ve düşük viskozite belirli bir limite oluşana kadar ince bir ergiyik tabakası oluşturacak şekilde sonuçlanır.Gaz enjeksiyon evresi sırasında, gaz önü ile ergiyik önü arasındaki uzaklık sürekli olarak azaldığından dolayı
sabit bir gaz hızı elde etmek zordur. Bu ise akışa karşı olan direnci azaltır ve gazın hızı artar. Aşağıdaki proses değişkenleri ergiyik tabakasının kalınlığını kontrol etmede kullanılabilir. Aşağıdaki şartlar ergimiş tabakanın
kalınlığını azaltır, a) Gaz basıncının artması, b) Ergiyik sıcaklığının artması, c) Başlangıç doldurma uzunluğunun azalması, d) Daha düşük viskoziteli ya da daha büyük gerilme azalması gösteren bir malzeme ile aksi özelliklere sahip başka bir malzeme ile değiştirilmesi. Tablo l'de bazı işletme parametrelerinin işlem üzerine
nasıl etki ettiği görülmektedir.
Dezavantajlar ve Sonuç
YÖNTEMİN DEZAVANTAJLARI
Gaz Yardımlı Enjeksiyon Kalıplama yönteminin standart enjeksiyon kalıplama yöntemine olan üstünlükleri yazının giriş kısmında verildi. Her ne kadar gaz yardımlı enjeksiyon kalıplamanın çekici birçok avantajları var ise de, bu yöntemin bazı dezavantajları da var. Bunlar; kalın gaz kanallarında polimerin geriye doğru çekilmesi ve bunun sonucu olarak gazın oluşturduğu oyuk ile kalıp cidarı arasındaki polimer duvar kalınlığının azalması, içerdeki havanını hapsedilmesi, parçanın ince kısımlarına gazın ilerlemesi, düzgün olmayan gaz delmesi, gazın istenmeyen yerde üretilen parçayı padatması, parça üzerinde gaz deliklerinin bulunması, ergiyikten kaynaklanan çökme işaretleri ve gazın dışarı anlamamasından kaynaklanan parçanın belirli yerlerinde yüzey saçağı ve şişme gibi dezavantajlara sahiptir (Barton veTurng, 1994). İzmir Torna
SONUÇLAR
Bu çalışmada plastiklerin kalıplanmasında yeni bir yöntem olan Gaz Yardımlı Enjeksiyon Kalıplama hakkında
bilgi verildi. Yukarıdaki açıklamaların ışığı altında gaz yardımlı enjeksiyon kalıplama yönteminin geleneksel
enjeksiyon kalıplama yöntemine birçok üstünlüğünün olduğu söylenebilir. Gaz Yardımlı Enjeksiyon Kalıplama yönteminin en büyük avantajı daha kaliteli ürünü daha ucuza üretmektir. Gaz yardımlı enjeksiyon kalıplama
yönteminin bazı dezavantajları var ama bu dezavantajlar iyi bir kalıp tasarımı ile ortadan kaldırılabilir. Geleneksel enjeksiyon kalıplama makinası rahadıkla gaz yardımlı enjeksiyon kalıplama makinasına dönüştürülebildiği halde, geleneksel enjeksiyon kalıplamada kullanılan kalıbı gaz yardımlı enjeksiyonda kullanılan kalıba dönüştürmek oldukça zordur. Bu nedenle, geleneksel kalıplama tasarımındaki tecrübeler birçok durumda, iyi bir gaz yardımlı kalıplama tasarımını yapmada etkili olmayabilir.
16 Aralık 2013 Pazartesi
Sementasyon İşleminin Farklı Çeliklerin Mikroyapı ve Sertlik Değerlerine Etkileri
Çelikler endüstride kullanım amaçlarına göre farklı özelliklerde üretilmektedirler. Çeliklerin mekanik
özellikleri, kimyasal bileşimdeki alaşım elementlerine, içyapılarına, tane büyüklüklerine ve uygulanan ısıl
işlemlere bağlı olarak önemli oranlarda değişir. Bunun için çeliklere sementasyon, normalizasyon, tavlama, östemperleme, martemperleme, borlama gibi daha bir çok işlem uygulanarak bu malzemelerin
özellikleri geliştirilmekte ve hedeflenen amaçlara uygun malzemeler üretilmektedir [1,2,3]. Bu işlemlerin
en önemlilerden birisi olan sementasyon yüzey sertleştirme işlemidir. Sementasyon çeliğin iç kısmında yüksek tokluk yüzeyinde ise yüksek sertlik olması istenilen durumlarda uygulanan bir ısıl işlemdir. Sementasyon işlemi, katı, sıvı veya gaz ortamlarda yapılabilir. İşlem sonunda parça yüzeyi sert ve
aşınmaya dayanıklı, çekirdek kısmı ise yüzeye göre yumuşak fakat tok bir yapı elde edilir. Soğutma ortamı olarak en çok su ve yağ, özel durumlarda ise hava kullanılır Isıl işlem sırasında önemli değişkenlerden olan soğutma ortamının veya soğuma oranının mekanik özelliklere ve içyapıya etkisi üzerinde birçok çalışma yapılmıştır [4–10]. Çeliğin sertleşme davranışı, çeliğin kimyasal kompozisyonu, östenit tane boyutu, su verme ortamının
soğutma kabiliyeti, soğutma ortamının sıcaklığı ve hareketi, parçanın ısı iletim kabiliyeti, parçanın boyut ve biçimi, parçanın su verme ortamında kalma süresi, yüzey durumu gibi unsurlardan etkilenmektedir. Şekil 1’de su verme işlemi sonucunda karbon ve martenzit oranına bağlı olarak sertlik ve mukavemet artış oranı görülmektedir. Çelik malzemelerin bileşiminde bulunan karbon oranı arttıkça, martenzit oluşumu da
artmaktadır. Bu durum çeliğin çekme ve sertlik dayanımlarını iki kata kadar artırmaktadır. Böylece, mevcut olan çelik malzemeyi değiştirmeden, basit bir ısıl işlem neticesinde mekanik, fiziksel ve mikroyapı değişiklikleriyle ihtiyaç duyulan değerleri elde etmek mümkün olabilmektedir.
özellikleri, kimyasal bileşimdeki alaşım elementlerine, içyapılarına, tane büyüklüklerine ve uygulanan ısıl
işlemlere bağlı olarak önemli oranlarda değişir. Bunun için çeliklere sementasyon, normalizasyon, tavlama, östemperleme, martemperleme, borlama gibi daha bir çok işlem uygulanarak bu malzemelerin
özellikleri geliştirilmekte ve hedeflenen amaçlara uygun malzemeler üretilmektedir [1,2,3]. Bu işlemlerin
en önemlilerden birisi olan sementasyon yüzey sertleştirme işlemidir. Sementasyon çeliğin iç kısmında yüksek tokluk yüzeyinde ise yüksek sertlik olması istenilen durumlarda uygulanan bir ısıl işlemdir. Sementasyon işlemi, katı, sıvı veya gaz ortamlarda yapılabilir. İşlem sonunda parça yüzeyi sert ve
aşınmaya dayanıklı, çekirdek kısmı ise yüzeye göre yumuşak fakat tok bir yapı elde edilir. Soğutma ortamı olarak en çok su ve yağ, özel durumlarda ise hava kullanılır Isıl işlem sırasında önemli değişkenlerden olan soğutma ortamının veya soğuma oranının mekanik özelliklere ve içyapıya etkisi üzerinde birçok çalışma yapılmıştır [4–10]. Çeliğin sertleşme davranışı, çeliğin kimyasal kompozisyonu, östenit tane boyutu, su verme ortamının
soğutma kabiliyeti, soğutma ortamının sıcaklığı ve hareketi, parçanın ısı iletim kabiliyeti, parçanın boyut ve biçimi, parçanın su verme ortamında kalma süresi, yüzey durumu gibi unsurlardan etkilenmektedir. Şekil 1’de su verme işlemi sonucunda karbon ve martenzit oranına bağlı olarak sertlik ve mukavemet artış oranı görülmektedir. Çelik malzemelerin bileşiminde bulunan karbon oranı arttıkça, martenzit oluşumu da
artmaktadır. Bu durum çeliğin çekme ve sertlik dayanımlarını iki kata kadar artırmaktadır. Böylece, mevcut olan çelik malzemeyi değiştirmeden, basit bir ısıl işlem neticesinde mekanik, fiziksel ve mikroyapı değişiklikleriyle ihtiyaç duyulan değerleri elde etmek mümkün olabilmektedir.
Isıl İşlem
Çelikte ısıl işlem genellikle östenit bölgesinde oluşur. Isıl işlemde, östeniti oluşturmak için malzemeyi belli bir kritik sıcaklığa kadar ısıtmak gerekir. Sıcaklık artıkça ferrit ve perlit hızla östenite dönüşür. Çelik, östenitik bölgeden hızla soğutulursa, yapı martenzite dönüşür [12,13]. AISI 1040 çeliği, transmisyon millerinin, rayların ve dişlilerin yapımında kullanılmaktadır. AISI 4140
ıslah çeliği yüksek özlülük isteyen inşaat ve ziraat makineleri, takım tezgahları, uçak parçaları, akslar, krank kolları, krank milleri, dişliler, bandajlar, cıvata, somun, saplama v.b. parçaların imalinde kullanılmaktadır. AISI 8620 sementasyon çeliği ise zorlamalı parçalar, miller, ekstrüzyon yoluyla
şekillendirilen piston pimleri, zincir baklaları ve dişlileri, çeşitli oto dişlileri ve traktör dişlileri, otomobil vites kutusu, şaftlar, bazı otomobillerin direksiyon mekanizmaları, diferansiyel yüzük dişlileri, uçak motorları, kam mili, kamalı mil v.s. yapımında kullanılmaktadır. Bu çalışmada, AISI 1040 imalat çeliği, AISI 4140 ıslah çeliği ve AISI 8620 sementasyon çeliğinin tuz banyosunda karbürlenmesi ve ardından temperleme işlemine tabi tutulmasıyla oluşan sertlik ölçümleri yapılmış ve sementasyon işleminin mikroyapıya olan etkisi incelenmiştir.
Bu çalışmada kullanılan demir esaslı malzemelerin kimyasal bileşenleri Tablo 1’ de verilmiştir. Tablo 1. Deneylerde kullanılan malzemelerin kimyasal bileşenleri Malzeme C Mn Si Cr Ni Mo Cu P S Fe AISI 1040 0.43 0.82 0.217 0.173 - - 0.143 0.016 0.0008 Kalan AISI4140 0.43 0.943 0.24 1.11 0.214 0.24 0.214 0.0006 0.0003 Kalan AISI8620 0.216 0.73 0.2 0.5 0.5 0.2 0.02 0.0006 0.00024 Kalan Numunelere uygulanan ön tavlama işlemi için sıcaklık 200 °C, bekletme süresi 2 saattir. AISI 1040
çeliğine 845°C’de 2 saat süreyle tuz banyosunda sıvı sementasyon işlemi uygulanmıştır. Daha sonra, deney numunesi, soğutma tuzunda 20 dk. bekletilerek malzeme normal suya atılmış ve soğutma işlemi gerçekleştirilmiştir. Menevişleme işlemi sertleştirme işlemi sonrasında 200 °C’de 2 saat süreyle uygulanmıştır. AISI 4140 çeliğine ise 845 °C’de 4 saat süreyle tuz banyosunda sıvı sementasyon işlemi uygulanmıştır. Soğutma tuzunda 20 dk. bekletilerek malzeme normal suya atılmış ve soğutma işlemi gerçekleştirilmiştir. Menevişleme işlemi sertleştirme işlemi sonrasında 250 °C’de 2 saat süreyle uygulanmıştır. AISI 8620 çeliği az karbonlu çelik olduğu için; 900 °C’de 4 saat süreyle tuz banyosunda karbon emdirilmiştir. Bu işlemin ardından malzeme soğutma tuzunda 5 dk. bekletilerek normal suya
atılmış ve soğutma işlemi gerçekleştirilmiştir. Menevişleme işlemi sertleştirme işlemi sonrasında 250
°C’de 2 saat süreyle uygulanmıştır. Sertlik ölçüm cihazıyla ısıl işlem öncesi ve sonrasında sertlik
değerleri tespit edilmiş ve metalografik incelemede çekilen mikro yapı fotoğrafları karşılaştırılmıştır. Dağlama işlemlerinde %2 lik nital kullanılmıştır. Sertlik işlemlerinde, konik elmas uca ön yük olarak 10
kg daha sonra 140 kg yük uygulanarak batma derinliği HRC cinsinden sertlik değeri olarak ölçülmüştür. Deneylerde toplam 6 ölçüm yapılmış ve bu değerlerin ortalaması alınarak numunenin sertlik değerleri
tespit edilmiştir.
ıslah çeliği yüksek özlülük isteyen inşaat ve ziraat makineleri, takım tezgahları, uçak parçaları, akslar, krank kolları, krank milleri, dişliler, bandajlar, cıvata, somun, saplama v.b. parçaların imalinde kullanılmaktadır. AISI 8620 sementasyon çeliği ise zorlamalı parçalar, miller, ekstrüzyon yoluyla
şekillendirilen piston pimleri, zincir baklaları ve dişlileri, çeşitli oto dişlileri ve traktör dişlileri, otomobil vites kutusu, şaftlar, bazı otomobillerin direksiyon mekanizmaları, diferansiyel yüzük dişlileri, uçak motorları, kam mili, kamalı mil v.s. yapımında kullanılmaktadır. Bu çalışmada, AISI 1040 imalat çeliği, AISI 4140 ıslah çeliği ve AISI 8620 sementasyon çeliğinin tuz banyosunda karbürlenmesi ve ardından temperleme işlemine tabi tutulmasıyla oluşan sertlik ölçümleri yapılmış ve sementasyon işleminin mikroyapıya olan etkisi incelenmiştir.
Bu çalışmada kullanılan demir esaslı malzemelerin kimyasal bileşenleri Tablo 1’ de verilmiştir. Tablo 1. Deneylerde kullanılan malzemelerin kimyasal bileşenleri Malzeme C Mn Si Cr Ni Mo Cu P S Fe AISI 1040 0.43 0.82 0.217 0.173 - - 0.143 0.016 0.0008 Kalan AISI4140 0.43 0.943 0.24 1.11 0.214 0.24 0.214 0.0006 0.0003 Kalan AISI8620 0.216 0.73 0.2 0.5 0.5 0.2 0.02 0.0006 0.00024 Kalan Numunelere uygulanan ön tavlama işlemi için sıcaklık 200 °C, bekletme süresi 2 saattir. AISI 1040
çeliğine 845°C’de 2 saat süreyle tuz banyosunda sıvı sementasyon işlemi uygulanmıştır. Daha sonra, deney numunesi, soğutma tuzunda 20 dk. bekletilerek malzeme normal suya atılmış ve soğutma işlemi gerçekleştirilmiştir. Menevişleme işlemi sertleştirme işlemi sonrasında 200 °C’de 2 saat süreyle uygulanmıştır. AISI 4140 çeliğine ise 845 °C’de 4 saat süreyle tuz banyosunda sıvı sementasyon işlemi uygulanmıştır. Soğutma tuzunda 20 dk. bekletilerek malzeme normal suya atılmış ve soğutma işlemi gerçekleştirilmiştir. Menevişleme işlemi sertleştirme işlemi sonrasında 250 °C’de 2 saat süreyle uygulanmıştır. AISI 8620 çeliği az karbonlu çelik olduğu için; 900 °C’de 4 saat süreyle tuz banyosunda karbon emdirilmiştir. Bu işlemin ardından malzeme soğutma tuzunda 5 dk. bekletilerek normal suya
atılmış ve soğutma işlemi gerçekleştirilmiştir. Menevişleme işlemi sertleştirme işlemi sonrasında 250
°C’de 2 saat süreyle uygulanmıştır. Sertlik ölçüm cihazıyla ısıl işlem öncesi ve sonrasında sertlik
değerleri tespit edilmiş ve metalografik incelemede çekilen mikro yapı fotoğrafları karşılaştırılmıştır. Dağlama işlemlerinde %2 lik nital kullanılmıştır. Sertlik işlemlerinde, konik elmas uca ön yük olarak 10
kg daha sonra 140 kg yük uygulanarak batma derinliği HRC cinsinden sertlik değeri olarak ölçülmüştür. Deneylerde toplam 6 ölçüm yapılmış ve bu değerlerin ortalaması alınarak numunenin sertlik değerleri
tespit edilmiştir.
Isıl işlemin Mikroyapıya etkisi
AISI 1040 çeliğinin mikro yapısı incelendiğinde beyaz olan kısımlar ferrit, siyah-kahverengi kısımlar ise perlitik yapıyı göstermektedir. Sementasyon işlemi öncesindeki perlitik yapı, ısıl işlem sonrasında perlit
lamellerinin kırılmasıyla ferritik faz içerisinde sementit parçacıklarının dağılımı şeklinde bir görünüme
sahip olmuştur. Yapı içerisindeki Mn miktarının mekanik özelliklere etkisi Ref. 16 de detaylı olarak
incelenmiştir. 3.2.2. AISI 4140 AISI 4140 az alaşımlı çelik malzemenin ısıl işlem öncesi ve sonrasınadaki mikroyapısı Şekil 3’ de gösterilmiştir.
AISI 4140 çeliğinin mikro yapısı incelendiğinde Şekil 3.a’da görüldüğü gibi ısıl işlem öncesinde yoğun
kahverengi-siyah bölgeler perlitik bir yapı göstermektedir. Az miktarda bulunan beyaz kısımlar ise
ferritik yapıyı göstermektedir. Isıl işlem sonrasında su vererek sertleştirme işlemi yapılmış ve çeliğin
östenit olan yapısı Şekil 3.b’de görüldüğü gibi büyük oranda beynitik ve martenzitik yapıya dönüşmüştür. Yapıda bulunan perlit ve martenzit dönüşümü sırasında demir yayınamaz; karbon yayınması da oldukça güçleşir. Bu durumun sonucunda yapı iğneli beynit şeklini alır. Isıl işlem sonrasında Şekil 3.b’ de ince beynit yapının yanı sıra beyaz olan sementit ve kalıntı östenit kısımların yanında, kahverengi perlitik
bölgeler de yer almaktadır. Kalıntı östenit kısımlar sertleştirme işlemi sonrasında tam olarak dönüşüm
gerçekleştirememiştir. Ancak yapı genel olarak martenzite ve beynite dönüşmüştür. Düşük alaşımlı çeliklerdeki çıta martenzit olarak adlandırılan martenzitin ince birim paketleri büyük oranda yönlenmeye
sahiptir ve sertlik artışında önemli bir etkendir [17].
AISI 8620 az alaşımlı çelik malzemenin ısıl işlem öncesi ve sonrasınadaki mikroyapısı Şekil 4’ de gösterilmiştir
AISI 8620 çeliğinin mikro yapısı incelendiğinde ısıl işlem öncesinde beyaz olan kısımlar ferrittir ve yapı ferrit yoğunluklu ferritik-perlitik bir yapıdan oluşmaktadır. Koyu renkli olan perlitik bölgeler az miktarda bulunmaktadır.Şekil 4 b’de Isıl işlem uygulanan AISI 8620 çeliğinde genel itibariyle yüzeye doğru iğneli martensitik yapı görülmektedir. İnce taneler, sertlik değerini yükseltecek ve kalıntı östenit miktarını düşürecektir, böylece yüksek sertlik sağlanacaktır. Ayrıca çok küçük boyutlardaki Cr, Mo, C karbürleride mikroyapı içerisinde mevcuttur. Bu sert gevrek seramik fazların da sertlik değeri artışında önemli rol oynadığı düşünülmektedir.
lamellerinin kırılmasıyla ferritik faz içerisinde sementit parçacıklarının dağılımı şeklinde bir görünüme
sahip olmuştur. Yapı içerisindeki Mn miktarının mekanik özelliklere etkisi Ref. 16 de detaylı olarak
incelenmiştir. 3.2.2. AISI 4140 AISI 4140 az alaşımlı çelik malzemenin ısıl işlem öncesi ve sonrasınadaki mikroyapısı Şekil 3’ de gösterilmiştir.
AISI 4140 çeliğinin mikro yapısı incelendiğinde Şekil 3.a’da görüldüğü gibi ısıl işlem öncesinde yoğun
kahverengi-siyah bölgeler perlitik bir yapı göstermektedir. Az miktarda bulunan beyaz kısımlar ise
ferritik yapıyı göstermektedir. Isıl işlem sonrasında su vererek sertleştirme işlemi yapılmış ve çeliğin
östenit olan yapısı Şekil 3.b’de görüldüğü gibi büyük oranda beynitik ve martenzitik yapıya dönüşmüştür. Yapıda bulunan perlit ve martenzit dönüşümü sırasında demir yayınamaz; karbon yayınması da oldukça güçleşir. Bu durumun sonucunda yapı iğneli beynit şeklini alır. Isıl işlem sonrasında Şekil 3.b’ de ince beynit yapının yanı sıra beyaz olan sementit ve kalıntı östenit kısımların yanında, kahverengi perlitik
bölgeler de yer almaktadır. Kalıntı östenit kısımlar sertleştirme işlemi sonrasında tam olarak dönüşüm
gerçekleştirememiştir. Ancak yapı genel olarak martenzite ve beynite dönüşmüştür. Düşük alaşımlı çeliklerdeki çıta martenzit olarak adlandırılan martenzitin ince birim paketleri büyük oranda yönlenmeye
sahiptir ve sertlik artışında önemli bir etkendir [17].
AISI 8620 az alaşımlı çelik malzemenin ısıl işlem öncesi ve sonrasınadaki mikroyapısı Şekil 4’ de gösterilmiştir
AISI 8620 çeliğinin mikro yapısı incelendiğinde ısıl işlem öncesinde beyaz olan kısımlar ferrittir ve yapı ferrit yoğunluklu ferritik-perlitik bir yapıdan oluşmaktadır. Koyu renkli olan perlitik bölgeler az miktarda bulunmaktadır.Şekil 4 b’de Isıl işlem uygulanan AISI 8620 çeliğinde genel itibariyle yüzeye doğru iğneli martensitik yapı görülmektedir. İnce taneler, sertlik değerini yükseltecek ve kalıntı östenit miktarını düşürecektir, böylece yüksek sertlik sağlanacaktır. Ayrıca çok küçük boyutlardaki Cr, Mo, C karbürleride mikroyapı içerisinde mevcuttur. Bu sert gevrek seramik fazların da sertlik değeri artışında önemli rol oynadığı düşünülmektedir.
Sonuçlar
Bu çalışmada, farklı kimyasal kompozisyona ait çeliklerin, sementasyon işlemi neticesindeki sertleşme kabiliyetleri ve yapılan işlemin mikro yapıya olan etkileri incelenmiş ve aşağıdaki sonuçlara varılmıştır. 1. Sementasyon işlemi neticesinde yüzey sertlik değerleri iki kattan daha fazla oranda artmıştır. 2. AISI 1040 çeliğindeki mikroyapı perlit ve sementit ağırlıklı bir yapı iken, az alaşımlı çeliklerin
yapısında martenzit, beynit ve karbür bileşenleri gözlenmiştir. Bu mikroyapısal değişiklikler sertlik
değerlerine etki eden en önemli unsurlardır. 3. Kimyasal kompozisyon çeliklerin çekme mukavemetine de etki etmektedir. Özellikle karbon oranı mukavemete etki eden en önemli unsurdur.
yapısında martenzit, beynit ve karbür bileşenleri gözlenmiştir. Bu mikroyapısal değişiklikler sertlik
değerlerine etki eden en önemli unsurlardır. 3. Kimyasal kompozisyon çeliklerin çekme mukavemetine de etki etmektedir. Özellikle karbon oranı mukavemete etki eden en önemli unsurdur.
14 Aralık 2013 Cumartesi
ASİMETRİK EVOLVENT HELİSEL DİŞLİ ÇARKLARIN BİLGİSAYAR SİMÜLASYONU
Alın dişli çarklar paralel eksenli miller arasında güç iletimini sağlayan mekanizmalardır. Bu mekanizmalar dişlerin mil eksenine göre konumu bakımından alın düz ve alın helisel olarak gruplandırılmaktadır. Helisel dişli çarklar sessiz çalışmaları ve daha küçük diş sayılarında imal edilebilmeleri nedeniyle tercih edilmektedir. Çizgisel temas, sabit kavrama açısı ve yüksek imalat verimliliğini sağlayan doğrusal formda kesici takımları nedeniyle, evolvent profil alın dişlilerde yaygın olarak kullanılmaktadır. Dişli çarkların işletmede yük taşıma kabiliyetini tayin etmek için çeşitli parametrelerin etkilerini imalattan önce bilgisayar ortamında incelenmesini sağlayan sayısal yöntemler yaygın olarak kullanılmaktadır. Sonlu elemanlar yöntemi ve sınır eleman yöntemi bu sayısal yöntemlerden en çok kullanılanlarıdır. Bu yöntemlerin güvenilir sonuç vermesi için temel koşul
modellemede diş profilinin hassas doğrulukta geometrik ifade edilmesidir [1]. Dişli çark mekanizmaları sıklıkla tek yönde çalışmaktadır. Devreye girmeyen yanaklar yüzey mukavemeti veya yenme mukavemetine etki
etmezler, dolayısıyla eğilme mukavemetine katkıda bulunacak şekilde modifiye edilebilirler. Bu da dişin asimetrik dizaynını gerektirmektedir. Neticede, simetrik dişe göre tabanı daha kalın, böylelikle eğilmeye göre mukavemeti daha yüksek dişliler imal edilebilir. Diş profilinin asimetrik tertip edilmesiyle malzeme kalitesi değiştirilmeden dişli çark mekanizmasının yük taşıma kapasitesi arttırılmaktadır [2-4Dişli çarkların bilgisayar simülasyonu için literatürde çeşitli yaklaşımlar ile sunulan ifadeler mevcuttur[5-9]. Litvin kesici takımın vektörel gösteriminden başlayıp, matris dönüşüm, diferansiyel geometri ve yuvarlanma denklemlerini kullanarak diş profillerini ve geometrik özelliklerini tanımlayan metodlar geliştirmiştir [8-9]. Vektörel yaklaşım çeşitli kök ve profil modifikasyonlarının matematik modele ilave edilmesinde esneklik sağlamaktadır. Gerek kremayer tipi takım ve gerekse pinyon kesici takımla imal edilen diş yüzeylerini vektörel yaklaşıma göre
matematik modelleyen çalışmalar literatürde sunulmaktadır [10-17]. Yang, Litvin’in vektör yaklaşımından hareketle asimetrik evolvent profilli alın dişli çarkların köşeleri yuvarlatılmış uçlu kremayer-tipi takımla imalatının matematik modelini sunmuştur [16]. Ayrıca kremayer kesicinin simüle edilmiş hareketini örselleştirerek imal edilen düz dişli üzerindeki etkilerini inceleyen çalışmalar da literatürde mevcuttur [18-19].
Bu çalışmada asimetrik dişli evolvent helisel çarkların kremayer-tipi takımla imalatının matematik modellenmesi ve alttan kesme analizi ele alınmıştır. Yang’ın [16] sunduğu ifadeler sivri uçlu takım içinde
hk= 25× mn1, dişbaşı yüksekliğini sağlayacak şekilde düzenlenmiştir. Bombeli diş, taşlama veya raspalama
paylı takımla imalat gibi herhangi bir kök veya profil modifikasyonu dikkate alınmamıştır. Profil kaydırma
miktarı yuvarlanma denklemine ilave edilmiştir. Kesici takım ile taslak arasındaki izafi hız ve eş çalışma denkleminin diferansiyeli göz önüne alınarak alttan kesme şartı ve alttan kesmeyi önlemek için gerekli profil kaydırmanın tayini verilmiştir. Bir bilgisayar programı geliştirilerek çeşitli dizayn parametrelerinin ve takım yerleştirmesinin imal edilen dişli geometrisi üzerindeki etkileri incelenmiştir.
modellemede diş profilinin hassas doğrulukta geometrik ifade edilmesidir [1]. Dişli çark mekanizmaları sıklıkla tek yönde çalışmaktadır. Devreye girmeyen yanaklar yüzey mukavemeti veya yenme mukavemetine etki
etmezler, dolayısıyla eğilme mukavemetine katkıda bulunacak şekilde modifiye edilebilirler. Bu da dişin asimetrik dizaynını gerektirmektedir. Neticede, simetrik dişe göre tabanı daha kalın, böylelikle eğilmeye göre mukavemeti daha yüksek dişliler imal edilebilir. Diş profilinin asimetrik tertip edilmesiyle malzeme kalitesi değiştirilmeden dişli çark mekanizmasının yük taşıma kapasitesi arttırılmaktadır [2-4Dişli çarkların bilgisayar simülasyonu için literatürde çeşitli yaklaşımlar ile sunulan ifadeler mevcuttur[5-9]. Litvin kesici takımın vektörel gösteriminden başlayıp, matris dönüşüm, diferansiyel geometri ve yuvarlanma denklemlerini kullanarak diş profillerini ve geometrik özelliklerini tanımlayan metodlar geliştirmiştir [8-9]. Vektörel yaklaşım çeşitli kök ve profil modifikasyonlarının matematik modele ilave edilmesinde esneklik sağlamaktadır. Gerek kremayer tipi takım ve gerekse pinyon kesici takımla imal edilen diş yüzeylerini vektörel yaklaşıma göre
matematik modelleyen çalışmalar literatürde sunulmaktadır [10-17]. Yang, Litvin’in vektör yaklaşımından hareketle asimetrik evolvent profilli alın dişli çarkların köşeleri yuvarlatılmış uçlu kremayer-tipi takımla imalatının matematik modelini sunmuştur [16]. Ayrıca kremayer kesicinin simüle edilmiş hareketini örselleştirerek imal edilen düz dişli üzerindeki etkilerini inceleyen çalışmalar da literatürde mevcuttur [18-19].
Bu çalışmada asimetrik dişli evolvent helisel çarkların kremayer-tipi takımla imalatının matematik modellenmesi ve alttan kesme analizi ele alınmıştır. Yang’ın [16] sunduğu ifadeler sivri uçlu takım içinde
hk= 25× mn1, dişbaşı yüksekliğini sağlayacak şekilde düzenlenmiştir. Bombeli diş, taşlama veya raspalama
paylı takımla imalat gibi herhangi bir kök veya profil modifikasyonu dikkate alınmamıştır. Profil kaydırma
miktarı yuvarlanma denklemine ilave edilmiştir. Kesici takım ile taslak arasındaki izafi hız ve eş çalışma denkleminin diferansiyeli göz önüne alınarak alttan kesme şartı ve alttan kesmeyi önlemek için gerekli profil kaydırmanın tayini verilmiştir. Bir bilgisayar programı geliştirilerek çeşitli dizayn parametrelerinin ve takım yerleştirmesinin imal edilen dişli geometrisi üzerindeki etkileri incelenmiştir.
Dişli Çark Matematik Modeli
İmal edilen dişli çarkın matematik modelini elde etmek için ( , , ) ScXcYcZc, ( , , ) S1X1Y1Z1 ve ( , , ) Sh
XhYhZh koordinat sistemleri tesis edilmelidir. Şekil 3’de görüldüğü üzere, Sc kremayer takımın koordinat sistemi, S1 dişli çarkın koordinat sistemi ve Sh sabit olan referans koordinat sistemidir. Koordinat
sistemleri sağ el kuralına uymaktadır. Yuvarlanma prosesinde kremayer kesici takım p1φ1S = r kadar öteleme hareketi yaparken dişli taslağı φ1 açısı kadar dönmektedir [8]. Sc koordinat sisteminden S1 koordinat sistemine dönüşümü sağlayan koordinat dönüşüm matrisi (10) numaralı ifadede verilmiştir [8].
− + +− + +=0 0 0 10 0 1 0sin cos 0 cos ( )sincos sin 0 sin ( )cos1 1 1 1 1 1 11 1 1 1 1 1 11φ φ φ φ φφ φ φ φ φr r er r eMp pp pc (10) Böylelikle, kremayer takım yüzeylerinin geometrik yeri imal edilen dişli çarkın koordinat sisteminde ifade edilir [8]. [ ] ,( ,...., )1 1M i ac fh ic ciR = R = (11) Dişli Ana Kanunu gereğince kremayer kesicinin alın kesiti ile dişli taslağın yüzeyinin ortak normali ani dönme merkezinden geçmelidir. Bu kanunun matematiksel ifadesi olan Eş Çalışma denklemi Sckoordinat sisteminde (12) numaralı denklem ile ifade edilebilir [8]. izciciciycicicixcicicnZ znY ynX x −=−=− (12) iXc, iYc ve iZc koordinat sistemi Sc’de takım-taslak mekanizmasının ani dönme ekseni I-I üzerindeki bir noktanın koordinatlarını; icx ,icy ve icz kremayer takımın yüzey koordinatlarını; inxc , iyc n ve inzc , yüzey birim normali inc’nin doğrultman kosinüslerini, ifade eder. φ1 yuvarlanma parametresini ve p1r imal edilen dişli çarkın taksimat dairesini gösterir. (10) numaralı denklemde verilen [ ] M1ckoordinat dönüşüm matrisinde e terimi takımın taksimat doğrusunun taslağın taksimat dairesine göre ötelenmesini, diğer bir ifadeyle profil kaydırma miktarını, ifade eder. Kremayer takım ile imal ettiği işlinin eş çalışma denklemi (12) numaralı denklemin düzenlenmesi ile genel olarak aşağıdaki ifade ile elde edilir 8,12].φ = y n − x n r n (13) Takımın aktif kenarları için takım-taslak evolvent yüzeyi eş çalışma denklemi, (5-7) ve (9) numaralıdenklemlerin (13) numaralı denkleme uygulanmasıyla elde edilir [15,16]. ( )( ) sin sin 0( , , ) sin cos1 1 11 1+ + == −p ce e c crf l l bφ ρ β φρ φ φ β (14) ( )( ) sin sin 0( , , ) sin cos1 1 21 2− + == −p cf f c crf l l bφ ρ β φρ φ φ β (15) İmal edilen dişlinin evolvent, trokoid ve diş tabanı yüzeylerinin matematik odeli S1 koordinat sisteminde (1-6) ve (13) numaralı denklemlerin (11) numaralı denklemde yerlerine konulması ile elde edilmektedir. Örnek olarak, kesici takımın eg bölgesinin şekillendirdiği dişli taslağın evolvent yanağının denklemi aşağıda verilmiştir. − −== − +− + −= + −+ + += − −( sin )(( sin )cos sin sin )( sin )sin cossin cos (sin cos )cos sin ( sin )cos cossin sin (cos sin )cos cos ( sin )cos sin1 11 111 11 1 1 1 11 1 1 1 11 1 1 1 11 1 1 1 1p cc c e cc e cegpe c c e cegpe c c e cegrb lz b lry l b lrx l b lφφ β ρ
XhYhZh koordinat sistemleri tesis edilmelidir. Şekil 3’de görüldüğü üzere, Sc kremayer takımın koordinat sistemi, S1 dişli çarkın koordinat sistemi ve Sh sabit olan referans koordinat sistemidir. Koordinat
sistemleri sağ el kuralına uymaktadır. Yuvarlanma prosesinde kremayer kesici takım p1φ1S = r kadar öteleme hareketi yaparken dişli taslağı φ1 açısı kadar dönmektedir [8]. Sc koordinat sisteminden S1 koordinat sistemine dönüşümü sağlayan koordinat dönüşüm matrisi (10) numaralı ifadede verilmiştir [8].
− + +− + +=0 0 0 10 0 1 0sin cos 0 cos ( )sincos sin 0 sin ( )cos1 1 1 1 1 1 11 1 1 1 1 1 11φ φ φ φ φφ φ φ φ φr r er r eMp pp pc (10) Böylelikle, kremayer takım yüzeylerinin geometrik yeri imal edilen dişli çarkın koordinat sisteminde ifade edilir [8]. [ ] ,( ,...., )1 1M i ac fh ic ciR = R = (11) Dişli Ana Kanunu gereğince kremayer kesicinin alın kesiti ile dişli taslağın yüzeyinin ortak normali ani dönme merkezinden geçmelidir. Bu kanunun matematiksel ifadesi olan Eş Çalışma denklemi Sckoordinat sisteminde (12) numaralı denklem ile ifade edilebilir [8]. izciciciycicicixcicicnZ znY ynX x −=−=− (12) iXc, iYc ve iZc koordinat sistemi Sc’de takım-taslak mekanizmasının ani dönme ekseni I-I üzerindeki bir noktanın koordinatlarını; icx ,icy ve icz kremayer takımın yüzey koordinatlarını; inxc , iyc n ve inzc , yüzey birim normali inc’nin doğrultman kosinüslerini, ifade eder. φ1 yuvarlanma parametresini ve p1r imal edilen dişli çarkın taksimat dairesini gösterir. (10) numaralı denklemde verilen [ ] M1ckoordinat dönüşüm matrisinde e terimi takımın taksimat doğrusunun taslağın taksimat dairesine göre ötelenmesini, diğer bir ifadeyle profil kaydırma miktarını, ifade eder. Kremayer takım ile imal ettiği işlinin eş çalışma denklemi (12) numaralı denklemin düzenlenmesi ile genel olarak aşağıdaki ifade ile elde edilir 8,12].φ = y n − x n r n (13) Takımın aktif kenarları için takım-taslak evolvent yüzeyi eş çalışma denklemi, (5-7) ve (9) numaralıdenklemlerin (13) numaralı denkleme uygulanmasıyla elde edilir [15,16]. ( )( ) sin sin 0( , , ) sin cos1 1 11 1+ + == −p ce e c crf l l bφ ρ β φρ φ φ β (14) ( )( ) sin sin 0( , , ) sin cos1 1 21 2− + == −p cf f c crf l l bφ ρ β φρ φ φ β (15) İmal edilen dişlinin evolvent, trokoid ve diş tabanı yüzeylerinin matematik odeli S1 koordinat sisteminde (1-6) ve (13) numaralı denklemlerin (11) numaralı denklemde yerlerine konulması ile elde edilmektedir. Örnek olarak, kesici takımın eg bölgesinin şekillendirdiği dişli taslağın evolvent yanağının denklemi aşağıda verilmiştir. − −== − +− + −= + −+ + += − −( sin )(( sin )cos sin sin )( sin )sin cossin cos (sin cos )cos sin ( sin )cos cossin sin (cos sin )cos cos ( sin )cos sin1 11 111 11 1 1 1 11 1 1 1 11 1 1 1 11 1 1 1 1p cc c e cc e cegpe c c e cegpe c c e cegrb lz b lry l b lrx l b lφφ β ρ
Bilgisayar Uygulamaları
Çeşitli parametrelerin imal edilen diş profili üzerindeki etkileri matematik modelin programlanması ile incelenebilmektedir. Programın giriş değerleri modül, diş sayısı, kavrama açıları ve helis açısıdır. Programın çıkış dosyaları ise takım profilini ve diş profilini tayin eden noktaların koordinatlarından oluşur. Şekil 4’de alttan kesilmiş dişli ve profil kaydırma ile alttan kesilmenin önlenmesi gösterilmiştir. Normal modül mn
= 2,5mm , diş sayısı 10 T1= , helis açısıβ = 25°, normal kavrama açıları = 20° φc1 ve =15° φc2
olarak alınan örnek uygulamada alttan kesme kavrama açısı =15° φc2 olan diş yanağında
meydana gelmiştir. Alttan kesilmenin giderilmesi için takıma verilmesi gereken minimum kaydırma miktarı
mne = 0,556× olarak hesaplanır. Takıma mne = 0,6× profil kaydırma verilerek alttan kesilme önlenmiştir.Şekil 5’de sivri uçlu takımla profil kaydırmalı dişli imalatı takımın simüle edilmiş yörüngesi ile birlikte gösterilmiştir. Uygulama olarak, normal modül mn= 2,5mm , diş sayısı 10 T1= , helis açısı β = 25°,
normal kavrama açıları = 20° φc1 ve =15° φc2 olarak alınmıştır. Alttan kesme her iki yanakta görülmektedir. Alttan kesilmenin giderilmesi için takıma verilmesi gereken minimum kaydırma miktarı kavrama açısı =15° φc2 olan diş yanağına göre hesaplanarak mne = 0,806× olarak bulunur. Takıma mne = 0,85× profil kaydırma verilerek alttan kesilme önlenebilir. Profil kaydırma miktarının üst sınırını sivri tepe, alt sınırını ise alttan kesme tayin etmektedir. Literatürde çeşitli kavrama açıları için diş sayılarına göre uygulanabilecek profil kaydırma miktarı sınırları grafikler ile verilmektedir. Ayrıca dişbaşı kalınlığının müsaade edilen değerleri içinde grafikler mevcuttur. Şekil 6’da profil kaydırma faktörünün diş sayısına göre alt ve üst sınırları gösterilmektedir [21] Şekil 4 ve Şekil 5’de bilgisayar grafik çıktıları verilen durumların karşılaştırılmasında şu sonuçlar ortaya
çıkmaktadır. Sivri uçlu takımla imalatta aynı dizayn parametreleri için yuvarlatılmış uçlu takıma göre
alttan kesmeyi önlemek için daha fazla profil kaydırma miktarı verilmesi gerekmektedir. Bu durumda sivri tepe tehlikesi daha yüksektir. Sivri uçlu takımın uygulamada tercih edilmemesinin ana nedeni uçların kolaylıkla aşınarak imal edilen profilin hassasiyetinin azalması ve ayrıca dişlinin kök bölgesine daha yüksek gerilme yığılması oluşturmasıdır. Sunulan matematik model ile kesici takım ve imal edilen dişli çark istenilen diş sayısında gösterilebilir. Dişli taslağın tamamen şekillendirilmesi kesici takımın taslağa göre izafi konumlarının simüle edilerek Şekil 7’da gösterilmiştir. Helisel dişli çarklarda alttan kesilme olmaksızın daha küçük diş
sayılarına inilebilmekte ve buda mekanizmanın boyutunu ve ağırlığını azaltmaktadır.
torna
= 2,5mm , diş sayısı 10 T1= , helis açısıβ = 25°, normal kavrama açıları = 20° φc1 ve =15° φc2
olarak alınan örnek uygulamada alttan kesme kavrama açısı =15° φc2 olan diş yanağında
meydana gelmiştir. Alttan kesilmenin giderilmesi için takıma verilmesi gereken minimum kaydırma miktarı
mne = 0,556× olarak hesaplanır. Takıma mne = 0,6× profil kaydırma verilerek alttan kesilme önlenmiştir.Şekil 5’de sivri uçlu takımla profil kaydırmalı dişli imalatı takımın simüle edilmiş yörüngesi ile birlikte gösterilmiştir. Uygulama olarak, normal modül mn= 2,5mm , diş sayısı 10 T1= , helis açısı β = 25°,
normal kavrama açıları = 20° φc1 ve =15° φc2 olarak alınmıştır. Alttan kesme her iki yanakta görülmektedir. Alttan kesilmenin giderilmesi için takıma verilmesi gereken minimum kaydırma miktarı kavrama açısı =15° φc2 olan diş yanağına göre hesaplanarak mne = 0,806× olarak bulunur. Takıma mne = 0,85× profil kaydırma verilerek alttan kesilme önlenebilir. Profil kaydırma miktarının üst sınırını sivri tepe, alt sınırını ise alttan kesme tayin etmektedir. Literatürde çeşitli kavrama açıları için diş sayılarına göre uygulanabilecek profil kaydırma miktarı sınırları grafikler ile verilmektedir. Ayrıca dişbaşı kalınlığının müsaade edilen değerleri içinde grafikler mevcuttur. Şekil 6’da profil kaydırma faktörünün diş sayısına göre alt ve üst sınırları gösterilmektedir [21] Şekil 4 ve Şekil 5’de bilgisayar grafik çıktıları verilen durumların karşılaştırılmasında şu sonuçlar ortaya
çıkmaktadır. Sivri uçlu takımla imalatta aynı dizayn parametreleri için yuvarlatılmış uçlu takıma göre
alttan kesmeyi önlemek için daha fazla profil kaydırma miktarı verilmesi gerekmektedir. Bu durumda sivri tepe tehlikesi daha yüksektir. Sivri uçlu takımın uygulamada tercih edilmemesinin ana nedeni uçların kolaylıkla aşınarak imal edilen profilin hassasiyetinin azalması ve ayrıca dişlinin kök bölgesine daha yüksek gerilme yığılması oluşturmasıdır. Sunulan matematik model ile kesici takım ve imal edilen dişli çark istenilen diş sayısında gösterilebilir. Dişli taslağın tamamen şekillendirilmesi kesici takımın taslağa göre izafi konumlarının simüle edilerek Şekil 7’da gösterilmiştir. Helisel dişli çarklarda alttan kesilme olmaksızın daha küçük diş
sayılarına inilebilmekte ve buda mekanizmanın boyutunu ve ağırlığını azaltmaktadır.
torna
Sonuçlar
Asimetrik dişli çarklar, yüksek performans gerektiren havacılık ve otomotiv dişli transmisyonları gibi
uygulamalarda son yıllarda tercih edilmektedir. Yuvarlanma metodu ile simetrik dişli imalatında
kullanılan MAAG (kremayer bıçak), azdırma ve Fellows (pinyon bıçak) takımlar asimetrik dizayn
edilebilir. Böylelikle konvansiyonel diş açma tezgahlarında asimetrik dişli imal edilebilir. Çalışmada kremayer-tipi takımla (kremayer bıçak veya azdırma) imalat için asimetrik dişli çarkların matematik modellenmesi ele alınmıştır. Literatürde mevcut ifadeler sivri uçlu takım içinde hk= 25× mn1,dişbaşı yüksekliğini sağlayacak şekilde düzenlenmiştir. Dişdibi kesitini zayıflatarak dişli çarkın eğilme mukavemetini düşüren alttan kesmenin
analizi verilen matematik modele göre yapılmıştır. Alttan kesmenin önlenmesi için uygulanması gereken
profil kaydırma miktarı hesaplanmıştır. Matematik model programlanarak diş açmanın bilgisayar simülasyonu gerçekleştirilmiştir. Çeşitli takım uç geometrileri için imalatta takımın taslağı şekillendirmesi simüle edilmiştir. Profil kaydırmanın imal edilen dişli geometrisi üzerinde etkileri gösterilmiştir. Aynı dizayn parametreleri ile sivri yuvarlatılmış uçlu ve sivri uçlu takımla imalat karşılaştırılmıştır. Sonuç olarak sivri uçlu takımla imalatta alttan kesmeyi engellemek için daha fazla profil kaydırması uygulanması gerektiğinden diş başı kalınlıkları müsaade edilen değerlerin altına düşebilmekte, diş ucu kırılabilecek şekilde sivrilmektedir. Sunulan yaklaşım ile imalattan önce çeşitli dizayn parametrelerinin etkileri görsel olarak incelenebilir.
uygulamalarda son yıllarda tercih edilmektedir. Yuvarlanma metodu ile simetrik dişli imalatında
kullanılan MAAG (kremayer bıçak), azdırma ve Fellows (pinyon bıçak) takımlar asimetrik dizayn
edilebilir. Böylelikle konvansiyonel diş açma tezgahlarında asimetrik dişli imal edilebilir. Çalışmada kremayer-tipi takımla (kremayer bıçak veya azdırma) imalat için asimetrik dişli çarkların matematik modellenmesi ele alınmıştır. Literatürde mevcut ifadeler sivri uçlu takım içinde hk= 25× mn1,dişbaşı yüksekliğini sağlayacak şekilde düzenlenmiştir. Dişdibi kesitini zayıflatarak dişli çarkın eğilme mukavemetini düşüren alttan kesmenin
analizi verilen matematik modele göre yapılmıştır. Alttan kesmenin önlenmesi için uygulanması gereken
profil kaydırma miktarı hesaplanmıştır. Matematik model programlanarak diş açmanın bilgisayar simülasyonu gerçekleştirilmiştir. Çeşitli takım uç geometrileri için imalatta takımın taslağı şekillendirmesi simüle edilmiştir. Profil kaydırmanın imal edilen dişli geometrisi üzerinde etkileri gösterilmiştir. Aynı dizayn parametreleri ile sivri yuvarlatılmış uçlu ve sivri uçlu takımla imalat karşılaştırılmıştır. Sonuç olarak sivri uçlu takımla imalatta alttan kesmeyi engellemek için daha fazla profil kaydırması uygulanması gerektiğinden diş başı kalınlıkları müsaade edilen değerlerin altına düşebilmekte, diş ucu kırılabilecek şekilde sivrilmektedir. Sunulan yaklaşım ile imalattan önce çeşitli dizayn parametrelerinin etkileri görsel olarak incelenebilir.
İzmir Torna Karışık Parça Resimleri
<a href="http://www.izmirtorna.com.tr/"> torna </a>
Kaydol:
Kayıtlar (Atom)