2. gÜn oturum 6a.pdfgüney akin bulanik mantik kontrollÜ kaynak ağzi İzleyen kaynak robotunun...

Oturum BaşkanıHakan SİTEMBÖLÜKBAŞI

AISI 430 FErrİTİK PASLAnMAz ÇELİğİn SÜrTÜnME KArIŞTIrMA KAynAğIndA TAKIM BASKI KuvvETİnİn ETKİSİ

Doç.Dr. Cemal MERAN - Dr. M. Burak BİLGİN

PoLİETİLEnİn SÜrTÜnME KArIŞTIrMA noKTA KAynAK PArAMETrELErİnİn TAgucHİ yÖnTEMİ İLE oPTİMİzASyonu

Mustafa Kemal BİLİCİ - Ahmet İrfan YÜKLER

200 TonLuK KonvErTEr gÖvdESİnİn vE LAMELLErİnİn (P460nH, T=70MM) KAynAKLA TAMİrATI

Güney AKIN

BuLAnIK MAnTIK KonTroLLÜ KAynAK AğzI İzLEyEn KAynAK roBoTunun TASArIM vE İMALATI

İlhan ASİLTÜRK - Ahmet ÖZTÜRK - Hayrettin DÜZCÜKOĞLU - Ömer AYDOĞDU

2. GÜN19 Kasım 2011

Oturum6A

389

Kaynak Mühendisliği ve Uygulamaları VIII. ULUSAL KONGRE VE SERGİSİKAYNAK TEKNOLOJİSİ

1

AISI 430 FERRİTİK PASLANMAZ ÇELİĞİN SÜRTÜNME KARIŞTIRMA KAYNAĞINDA

TAKIM BASKI KUVVETİNİN ETKİSİ

Doç.Dr. Cemal MERAN1, Dr. Mehmet Burak BİLGİN2

1Pamukkale Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümü, 20070, Denizli, E-posta: [email protected]

2Amasya Üniversitesi Teknoloji Fakültesi , E-posta: [email protected]

ÖZET

Ferritik paslanmaz çeliklerin klasik ergitme kaynak yöntemleri ile kaynağında karşılaşılan en önemli sorun, bu malzemenin 1150°C’nin üzerindeki sıcaklıklarda tane büyümesine karşı olan aşırı eğilimidir. Normal halde ferritik paslanmaz çelikler çok ince taneli sünek bir yapıya sahip-tirler. Kaba taneli bir yapı haline geçince gevrekleşirler, çentik darbe mukavemeti düşer ve geçiş sıcaklığı yükselir.

Ferritik paslanmaz çeliklerin klasik ergitme kaynak yöntemleri ile kaynağında ortaya çıkan bir diğer problem de, krom ve demirin intermetalik bir fazı olan çok kırılgan ve gevrek σ-fazının oluşmasıdır. Ferritik paslanmaz çelikler belirli bir süre boyunca 650-850°C sıcaklığa maruz bı-rakıldıklarında σ-faz oluşabilmektedir. σ-faz yaklaşık 700-800 HV gibi yüksek bir sertliğe sahip gevrek bir yapıdır.

Bu çalışmada AISI 430 (X6Cr17, malzeme no 1.4016) ferritik paslanmaz çeliğin sürtünme karıştırma kaynak yapılabilirliği üzerine takım baskı kuvvetinin etkisi incelenmiştir. 3x100x200 mm boyutlarındaki iki numune alın alına kaynak yapılmıştır. Deneylerde 1120 min-1 takım devir sayısı, 125 mm/min ilerleme hızı ve 0° takım açısı parametreleri sabit tutularak takım baskı kuvve-ti 2; 2,5; 3,5; 4,5; 5,5 ve 7,5 kN olarak değiştirilmiştir. Takım malzemesi olarak üçgen profile sahip sert metal karbür uç kullanılmıştır.

Anahtar Kelimeler: Ferritik paslanmaz çelikler, AISI 430, sürtünme karıştırma kaynağı, ta-kım baskı kuvveti

THE EFFECT OF TOOL PRESSURE FORCE ON FRICTION STIR WELDED AISI 430 FERRITIC STAINLESS STEELS

ABSTRACT

The trend of excessive grain growth above 1150°C is the most important problem during tra-ditional welding of ferritic stainless steels. The ferritic stainless steels have very fine grain struc-ture and ductile in normal situation. When the ferritic stainless steels have the structure of grain growth, they also become brittle and have low toughness and transition temperature

3902

Kaynak Mühendisliği ve UygulamalarıVIII. ULUSAL KONGRE VE SERGİSİKAYNAK TEKNOLOJİSİ

Another problem in welding of ferritic stainless steels with traditional methods is about for-mation of σ-phase (sigma-phase) which is an intermetallic phase of crom and iron and has a very fragile and brittle structure. When ferritic stainless steels are exposed to 650-850°C for a period of time, σ-phase can occur. σ-phase is approximately as high as 700-800 HV hardness of a brittle structure.

In this study, the effects of tool pressure force on welding of AISI 430 (X6Cr17, material number 1.4016) ferritic stainless steels by friction stir welding method were examined. Two specimens with dimension of 3x100x200 mm were joined in butt position. All experiments were performed constant tool rotational speed, tool traverse speed and tool tilt angle 1120 min–1, 125 mm/min, and 0° respectively. During the studies, tool pressure force was changed as 2; 2,5; 3,5; 4,5; 5,5 ve 7,5 kN. Hard metal carbide (WC-Co hard metal identified as K10) with equilateral tiangle tip profile was used as the tool material.

Key words: Ferritic stainless steel, AISI 430, friction stir welding, tool pressure force

1. GİRİŞ

Çeliklerin sürtünme karıştırma kaynağı üzerine son zamanlarda yayınların arttığı görülmek-tedir. Sürtünme karıştırma kaynağı başlangıçta Alüminyum ve alaşımları gibi ergime sıcaklığı dü-şük malzemelere uygulanmışsa, başarılı sonuçların ardından araştırmacılar sürtünme karıştırma kaynağının çelikler gibi ergime sıcaklığı yüksek malzemelerde ne gibi sonuçlar vereceğini inceleme yoluna gitmişlerdir[1-7, 14-15, 19].

Geleneksel (ergitme) kaynak metotları ile ferritik paslanmaz çeliklerin kaynağında birtakım problemler mevcuttur. Geleneksel yöntemlerle yapılan kaynak esnasında karşılaşılan en yaygın problem aşırı tane büyümesidir. Ergitme kaynağında kaynak bölgesi ve ITAB’de kaba tane proble-mi ile karşılaşılmakta ve bu nedenle düşük dayanım ortaya çıkmaktadır [8,9].

Ferritik paslanmaz çeliklerin kaynağındaki diğer önemli bir problem ise σ-fazı (sigma-fazı) oluşumudur. Paslanmaz çelikler belirli bir süre boyunca 650-850 °C sıcaklığa maruz bırakıldık-larında σ-fazı (sigma-fazı) gibi istenmeyen birtakım metaller arası fazlar oluşabilmektedir [10]. σ-fazı (sigma-fazı) yaklaşık 700-800 HV gibi yüksek bir sertliğe sahip gevrek bir yapıdır. Sigma fazı, mekanik özelliklere olumsuz etkisi ve korozyon dayanımını kötüleştirmesinden dolayı pas-lanmaz çeliklerin kaynak edilebilirliği açısından ortaya çıkan ikincil fazlar arasında en tehlikelisi-dir. Geleneksel yöntemlerle yapılan kaynaklarda, sigma fazını önlemek için, paslanmaz çeliklerin 400 °C sıcaklığın üzerinde ön ısıtmaya tabi tutulması veya kaynak sonrasında derhal soğutma işlemine tabi tutulması önerilmektedir [11]. Sürtünme karıştırma kaynağında ulaşılan sıcaklık-ların geleneksel yöntemlere göre çok daha düşük olmasından dolayı yukarıda sözü edilen tane büyümesi ve sigma fazı oluşumlarının önleneceği öngörülmektedir.

Park ve arkadaşları sürtünme karıştırma kaynağı ile kaynak edilmiş 430 ferritik paslanmaz çeliklerin mikroyapıları ile mekanik özelliklerini araştırmışlar ve sürtünme karıştırmasının sebep olduğu keskin plastik deformasyonun neden olduğu yüksek gerilme ile hızlı soğuma oranının birlikte ortaya çıkardığı martenzit dönüşümünü artırdığını ileri sürmüşlerdir. Karıştırma Bölgesi (KB) sertliğinin Esas Malzeme (EM) sertliğinden çok daha yüksek olduğunu tespit etmişlerdir, ki bunu martenzit oluşumu ve sonunda dubleks mikroyapının eşit dağılması ile açıklamışlardır. Karıştırma bölgesinin % 0.2 akma sınırı (Rp0.2) ve çekme dayanımının, esas metal (BM) bölgesinin iki katından fazla olduğunu tespit etmişlerdir. Ancak, karıştırma bölgesi yüksek oranda martenzit miktarları nedeniyle esas metalin (BM) yarısı kadar uzama değerine sahiptir [12].

Orhan ve arkadaşları AISI 430 ferritik paslanmaz çeliğin sürtünme karıştırma kaynağını in-celemişler ve AISI 430 ferritik paslanmaz levhaların 540 min-1 devir sayısında ve 50 mm/min ilerleme hızında güvenle birleştirilebileceğini tespit etmişlerdir [13].

3


Meran ve Canyurt, AISI 304 ostenitik paslanmaz çeliklerin sürtünme karıştırma kaynağında takım devir sayısı ve ilerleme hızının etkisini incelemişlerdir. 750 min-1 devir sayısı, 9 kN’luk baskı kuvveti ve 1,5o lik takım açısında en iyi mukavemete sahip kaynaklı bağlantıların 47.5 mm/min ilerleme hızında oluştuğunu belirlemişlerdir. Bununla birlikte, 60 mm/min ilerleme hızı, 9 kN’luk baskı kuvveti ve 1,5o lik takım açısı şartlarında ise en iyi mukavemete sahip kaynaklı bağlantıların 950 min-1 devir sayısında elde edildiğini belirlemişlerdir [14].

Meran ve arkadaşları, AISI 304 ostenitik paslanmaz çeliklerin sürtünme karıştırma kaynağını incelemişlerdir. Wolfram karbür takım kullanarak 40-100 mm/dakika ilerleme hızında 1000 min-1 devir hızında hatasız kaynaklar elde etmişlerdir [15].

Alptekin, AISI 304’ün SKK’nda, 20 mm çapa sahip Volfram karbür takımla takım dalış açısı-nın 1o45’’, devir sayısının 1000 min-1, ilerleme hızının 63 mm/min olduğu durumda en iyi kaynak dikişlerini elde etmiştir. [16].

Lakshminarayanan ve Balasubramanian, sürtünme karıştırma kaynaklı ferritik paslanmaz çe-lik birleşimlerinin mikroyapısı, sertliği, çekme ve çentik mukavemeti üzerine bir değerlendirme araştırması yapmışlardır. 1000 min-1 devir sayısında ve 50 mm/min ilerleme hızında sürtünme karıştırma kaynağı ile kaynak edilmiş ferritk 409 paslanmaz çeliğin mikroyapısı ve mekanik ka-rekteri üzerinde araştırma yapmışlardır. Esas metaldeki kaba ferrit tanelerinin, sürtünme karış-tırmasının sebep olduğu keskin plastik deformasyonun ortaya çıkardığı hızlı soğuma ve yüksek gerilme oranına bağlı olarak ferrit ve martenzit dubleks yapısını içeren çok ince tane yapısına dönüştüğünü tespit etmişlerdir. Esas metale nazaran kaynak bölgesinin çekme test sonuçlarının karşılaştırılamayacak kadar yüksek çıktığını belirlemişlerdir. Birleşmelerin süneklik ve çentik da-yanımlarının kabul edilebilir olduklarını tespit etmişlerdir [17].

Sathiya ve arkadaşları, sürtünme karıştırma ile kaynak edilmiş paslanmaz çelik birleştirmeler üzerine çalışma yapmışlardır. Endüstriyel olarak önemli iki çeşit paslanmaz çelik türü olarak os-tenitik (304) ve ferritik (430) paslanmaz çeliklerinin birleşimleri üzerinde çalışmışlardır. Ergitme kaynak yöntemleri ile kıyaslandıklarında, birleşmelerin sürtünme karıştırma kaynak yöntemi ile daha iyi sonuçlar verdiğini tespit etmişlerdir [18].

Bu çalışmada, sürtünme karıştırma kaynağının performansı üzerinde takım devir ve ilerleme hızı gibi kaynak parametreleri etkisi detaylı olarak araştırılmıştır. AISI 430 ferritik paslanmaz çeliğin sürtünme karıştırma kaynağında uygun takım devri ve ilerleme hızı tespit edilmiştir. En iyi görünüm (yarık, çatlak, ve gözeneksiz kök nüfuziyeti ve yüzeyle birlikte), mekanik özellikleri iyileştirilmiş iyi kaynak dizileri takım devir hızları, baskı kuvveti ve takım eğim açısıyla ilişkili olarak takım ilerleme hızlarının tespiti ile elde edilir.

2. DENEYSEL ÇALIŞMALAR

Bu çalışmada AISI 430 (X6Cr17, malzeme numarası 1.4016) ferritik paslanmaz çelik kullanıl-mıştır. Kimyasal ve mekanik özellikler sırasıyla Tablo 1 ve Tablo 2’de gösterilmiştir. 3x100x200 mm ebadında iki levha alın alına sürtünme karıştırma kaynağı ile birleştirilmiştir.

Tablo 1: AISI 430’un kimyasal bileşimi (%)

C Cr Si Mn P S Fe

0,01 16,48 0,31 0,52 0.05 0.01 Kalan

3912


Another problem in welding of ferritic stainless steels with traditional methods is about for-mation of σ-phase (sigma-phase) which is an intermetallic phase of crom and iron and has a very fragile and brittle structure. When ferritic stainless steels are exposed to 650-850°C for a period of time, σ-phase can occur. σ-phase is approximately as high as 700-800 HV hardness of a brittle structure.

In this study, the effects of tool pressure force on welding of AISI 430 (X6Cr17, material number 1.4016) ferritic stainless steels by friction stir welding method were examined. Two specimens with dimension of 3x100x200 mm were joined in butt position. All experiments were performed constant tool rotational speed, tool traverse speed and tool tilt angle 1120 min–1, 125 mm/min, and 0° respectively. During the studies, tool pressure force was changed as 2; 2,5; 3,5; 4,5; 5,5 ve 7,5 kN. Hard metal carbide (WC-Co hard metal identified as K10) with equilateral tiangle tip profile was used as the tool material.

Key words: Ferritic stainless steel, AISI 430, friction stir welding, tool pressure force

1. GİRİŞ

Çeliklerin sürtünme karıştırma kaynağı üzerine son zamanlarda yayınların arttığı görülmek-tedir. Sürtünme karıştırma kaynağı başlangıçta Alüminyum ve alaşımları gibi ergime sıcaklığı dü-şük malzemelere uygulanmışsa, başarılı sonuçların ardından araştırmacılar sürtünme karıştırma kaynağının çelikler gibi ergime sıcaklığı yüksek malzemelerde ne gibi sonuçlar vereceğini inceleme yoluna gitmişlerdir[1-7, 14-15, 19].

Geleneksel (ergitme) kaynak metotları ile ferritik paslanmaz çeliklerin kaynağında birtakım problemler mevcuttur. Geleneksel yöntemlerle yapılan kaynak esnasında karşılaşılan en yaygın problem aşırı tane büyümesidir. Ergitme kaynağında kaynak bölgesi ve ITAB’de kaba tane proble-mi ile karşılaşılmakta ve bu nedenle düşük dayanım ortaya çıkmaktadır [8,9].

Ferritik paslanmaz çeliklerin kaynağındaki diğer önemli bir problem ise σ-fazı (sigma-fazı) oluşumudur. Paslanmaz çelikler belirli bir süre boyunca 650-850 °C sıcaklığa maruz bırakıldık-larında σ-fazı (sigma-fazı) gibi istenmeyen birtakım metaller arası fazlar oluşabilmektedir [10]. σ-fazı (sigma-fazı) yaklaşık 700-800 HV gibi yüksek bir sertliğe sahip gevrek bir yapıdır. Sigma fazı, mekanik özelliklere olumsuz etkisi ve korozyon dayanımını kötüleştirmesinden dolayı pas-lanmaz çeliklerin kaynak edilebilirliği açısından ortaya çıkan ikincil fazlar arasında en tehlikelisi-dir. Geleneksel yöntemlerle yapılan kaynaklarda, sigma fazını önlemek için, paslanmaz çeliklerin 400 °C sıcaklığın üzerinde ön ısıtmaya tabi tutulması veya kaynak sonrasında derhal soğutma işlemine tabi tutulması önerilmektedir [11]. Sürtünme karıştırma kaynağında ulaşılan sıcaklık-ların geleneksel yöntemlere göre çok daha düşük olmasından dolayı yukarıda sözü edilen tane büyümesi ve sigma fazı oluşumlarının önleneceği öngörülmektedir.

Park ve arkadaşları sürtünme karıştırma kaynağı ile kaynak edilmiş 430 ferritik paslanmaz çeliklerin mikroyapıları ile mekanik özelliklerini araştırmışlar ve sürtünme karıştırmasının sebep olduğu keskin plastik deformasyonun neden olduğu yüksek gerilme ile hızlı soğuma oranının birlikte ortaya çıkardığı martenzit dönüşümünü artırdığını ileri sürmüşlerdir. Karıştırma Bölgesi (KB) sertliğinin Esas Malzeme (EM) sertliğinden çok daha yüksek olduğunu tespit etmişlerdir, ki bunu martenzit oluşumu ve sonunda dubleks mikroyapının eşit dağılması ile açıklamışlardır. Karıştırma bölgesinin % 0.2 akma sınırı (Rp0.2) ve çekme dayanımının, esas metal (BM) bölgesinin iki katından fazla olduğunu tespit etmişlerdir. Ancak, karıştırma bölgesi yüksek oranda martenzit miktarları nedeniyle esas metalin (BM) yarısı kadar uzama değerine sahiptir [12].

Orhan ve arkadaşları AISI 430 ferritik paslanmaz çeliğin sürtünme karıştırma kaynağını in-celemişler ve AISI 430 ferritik paslanmaz levhaların 540 min-1 devir sayısında ve 50 mm/min ilerleme hızında güvenle birleştirilebileceğini tespit etmişlerdir [13].

3


Meran ve Canyurt, AISI 304 ostenitik paslanmaz çeliklerin sürtünme karıştırma kaynağında takım devir sayısı ve ilerleme hızının etkisini incelemişlerdir. 750 min-1 devir sayısı, 9 kN’luk baskı kuvveti ve 1,5o lik takım açısında en iyi mukavemete sahip kaynaklı bağlantıların 47.5 mm/min ilerleme hızında oluştuğunu belirlemişlerdir. Bununla birlikte, 60 mm/min ilerleme hızı, 9 kN’luk baskı kuvveti ve 1,5o lik takım açısı şartlarında ise en iyi mukavemete sahip kaynaklı bağlantıların 950 min-1 devir sayısında elde edildiğini belirlemişlerdir [14].

Meran ve arkadaşları, AISI 304 ostenitik paslanmaz çeliklerin sürtünme karıştırma kaynağını incelemişlerdir. Wolfram karbür takım kullanarak 40-100 mm/dakika ilerleme hızında 1000 min-1 devir hızında hatasız kaynaklar elde etmişlerdir [15].

Alptekin, AISI 304’ün SKK’nda, 20 mm çapa sahip Volfram karbür takımla takım dalış açısı-nın 1o45’’, devir sayısının 1000 min-1, ilerleme hızının 63 mm/min olduğu durumda en iyi kaynak dikişlerini elde etmiştir. [16].

Lakshminarayanan ve Balasubramanian, sürtünme karıştırma kaynaklı ferritik paslanmaz çe-lik birleşimlerinin mikroyapısı, sertliği, çekme ve çentik mukavemeti üzerine bir değerlendirme araştırması yapmışlardır. 1000 min-1 devir sayısında ve 50 mm/min ilerleme hızında sürtünme karıştırma kaynağı ile kaynak edilmiş ferritk 409 paslanmaz çeliğin mikroyapısı ve mekanik ka-rekteri üzerinde araştırma yapmışlardır. Esas metaldeki kaba ferrit tanelerinin, sürtünme karış-tırmasının sebep olduğu keskin plastik deformasyonun ortaya çıkardığı hızlı soğuma ve yüksek gerilme oranına bağlı olarak ferrit ve martenzit dubleks yapısını içeren çok ince tane yapısına dönüştüğünü tespit etmişlerdir. Esas metale nazaran kaynak bölgesinin çekme test sonuçlarının karşılaştırılamayacak kadar yüksek çıktığını belirlemişlerdir. Birleşmelerin süneklik ve çentik da-yanımlarının kabul edilebilir olduklarını tespit etmişlerdir [17].

Sathiya ve arkadaşları, sürtünme karıştırma ile kaynak edilmiş paslanmaz çelik birleştirmeler üzerine çalışma yapmışlardır. Endüstriyel olarak önemli iki çeşit paslanmaz çelik türü olarak os-tenitik (304) ve ferritik (430) paslanmaz çeliklerinin birleşimleri üzerinde çalışmışlardır. Ergitme kaynak yöntemleri ile kıyaslandıklarında, birleşmelerin sürtünme karıştırma kaynak yöntemi ile daha iyi sonuçlar verdiğini tespit etmişlerdir [18].

Bu çalışmada, sürtünme karıştırma kaynağının performansı üzerinde takım devir ve ilerleme hızı gibi kaynak parametreleri etkisi detaylı olarak araştırılmıştır. AISI 430 ferritik paslanmaz çeliğin sürtünme karıştırma kaynağında uygun takım devri ve ilerleme hızı tespit edilmiştir. En iyi görünüm (yarık, çatlak, ve gözeneksiz kök nüfuziyeti ve yüzeyle birlikte), mekanik özellikleri iyileştirilmiş iyi kaynak dizileri takım devir hızları, baskı kuvveti ve takım eğim açısıyla ilişkili olarak takım ilerleme hızlarının tespiti ile elde edilir.


Bu çalışmada AISI 430 (X6Cr17, malzeme numarası 1.4016) ferritik paslanmaz çelik kullanıl-mıştır. Kimyasal ve mekanik özellikler sırasıyla Tablo 1 ve Tablo 2’de gösterilmiştir. 3x100x200 mm ebadında iki levha alın alına sürtünme karıştırma kaynağı ile birleştirilmiştir.

Tablo 1: AISI 430’un kimyasal bileşimi (%)

C Cr Si Mn P S Fe

0,01 16,48 0,31 0,52 0.05 0.01 Kalan

3924


Tablo 2: AISI 430’un oda sıcaklığında mekanik özellikleri

Yoğunluk(g/cm3)

Elastisite Modülü (GPa)

Çekme Dayanımı

(MPa)

Akma Sınırı (MPa)

Uzama (%)

Sertlik (HRB)

7.8 200 459 373 22 85

Kaynak çalışmaları 13,5 kW gücünde dik başlı otomatik freze makinesinde gerçekleştirilmiştir. Çalışmalarda kullanılan deney düzeneği Şekil 1’de gösterilmektedir. Makinenin gövdesi sağlam ve ağır olduğundan sürtünme karıştırma kaynağı esnasında rijit ve kararlı bir davranış göstermiştir. Ferritik paslanmaz çelik levhalar, tezgâh ilerleme tablasına sabitleme elemanları ile çok iyi bir şekilde bağlanmıştır.

Şekil 1: Deney düzeneği [19]

Alın alına getirilen levhaların kaynak dikişi başlangıcına, takım ucu çapından yaklaşık 0,5 mm büyük olacak şekilde bir başlangıç deliği açılmıştır. Seçilen kaynak parametrelerinin uygulanma-sını takiben uç ve takım omzunun levhalarla temas etmesi ile birlikte kaynaklanan metal yeterli sıcaklığa ulaşılınca takıma ilerleme hareketi verilmiştir. Kaynak esnasında ortaya çıkan sıcaklıklar levhalar altına 4 farklı noktaya yerleştirilen 4 farklı termo-eleman ile ölçülmüştür. Kaynak esna-sında ön ısıtma veya pasolar arasında bir ısıtma işlemi uygulanmamıştır.

Takım omuz çapı 20 mm ve uç çapı 5,7 mm’dir. Her ne kadar levhalar 3 mm kalınlıkta ise de takım uç uzunluğu çalışma tablasını korumak için 2.5 mm alınmıştır. Takım malzemesi olarak eşkenar üçgen uç profilli sert metal karbür (WC-Co, K10 olarak tanımlanan % 94 volfram karbür, % 6 Kobalt’tan oluşan sert metal) kullanılmıştır. K10 takım malzemesi 1650 HV sertliktedir. Ta-kım malzemesi ortam sıcaklığından 1200 °C’ye kadar mükemmel tokluğa ve sertliğe sahiptir. Hem

5


sıcaklık hem de yük ölçüm sistemlerinden toplanan veriler iki ayrı bilgisayarda özel kurulmuş olan programlar sayesinde veri olarak kayıt altına alınmakta ve grafiklere dönüştürülebilmektedir.

Çekme deneyleri 100 kN kapasiteli Zwick/Roell Z100 çekme deney cihazında TS EN 10002 standardına uygun olarak oda sıcaklığında ve 10 MPa/s çekme hızında yapılmıştır. Her kaynaklı deney levhasından üçer adet çekme ve darbe deney numunesi lazer kesim ile kesilerek hazırlan-mıştır. Çentik darbe deneyleri 300 J kapasiteli Instron Wolpert PW30 çentik darbe deney cihazın-da oda sıcaklığında yapılmıştır. Çekme ve çentik darbe deneylerinden sonra mikroyapı inceleme-leri için kaynaklı levhalardan kesilerek çıkarılan numuneler sırasıyla 200-1200 SiC zımparalar ile sulu zımparalamaya tabi tutulmuştur. Zımparalama sonrasında önce 6 µ luk daha sonra da 3 µ’luk solüsyon ile parlatma yapılmıştır. Makro dağlamada dağlayıcı olarak 50 ml hidroklorik asit ve 50 ml saf su karışımı kullanılmıştır. Numuneler 20 dakika kadar dağlayıcı içerisinde tutulmuştur. Mikro dağlamada ise dağlayıcı olarak paslanmaz çeliklerde sigma-fazı belirlemede kullanılan ve Vilella dağlayıcısı olarak bilinen 1 g pikrik asit, 5 ml hidroklorik asit, 95 ml etil alkol kullanılmıştır. Numuneler 60 saniye kadar dağlayıcı içerisinde tutulmuştur. Mikrosertlik ölçümleri ise Shimadzu HMV marka cihazda yapılmıştır.

3. SONUÇLAR

Takım baskı kuvvetinin etkisini incelemek maksadıyla devir sayısı 1120 min-1, ilerleme hızı 125 mm/min ve takım açısı 0° sabit tutularak, takım baskı kuvvetleri 2; 2,5; 3,5; 4,5; 5,5 ve 7,5 kN olarak değiştirilmiştir. Deneysel parametreler Tablo 3’de görülmektedir.

Tablo 3: Farklı takım baskı kuvvetlerinin incelendiği deneyler [19]

Deney Numarası Devir Sayısı(min-1)

İlerleme Hızı (mm/min)

Takım Baskı Kuvveti (kN)

Takım Açısı( 0 )

219 1120 125 2 0220 1120 125 2,5 0210 1120 125 3,5 0227 1120 125 4,5 0228 1120 125 5,5 0214 1120 125 7,5 0

a b

Şekil 4: Farklı takım baskı kuvvetlerinin zamana bağlı yük (a) ve sıcaklık (b) değişimleri(sabit parametreler 1120 min-1; 125 mm/min; 00) [19]

3934


Tablo 2: AISI 430’un oda sıcaklığında mekanik özellikleri

Yoğunluk(g/cm3)

Elastisite Modülü (GPa)

Çekme Dayanımı

(MPa)

Akma Sınırı (MPa)

Uzama (%)

Sertlik (HRB)

7.8 200 459 373 22 85

Kaynak çalışmaları 13,5 kW gücünde dik başlı otomatik freze makinesinde gerçekleştirilmiştir. Çalışmalarda kullanılan deney düzeneği Şekil 1’de gösterilmektedir. Makinenin gövdesi sağlam ve ağır olduğundan sürtünme karıştırma kaynağı esnasında rijit ve kararlı bir davranış göstermiştir. Ferritik paslanmaz çelik levhalar, tezgâh ilerleme tablasına sabitleme elemanları ile çok iyi bir şekilde bağlanmıştır.

Şekil 1: Deney düzeneği [19]

Alın alına getirilen levhaların kaynak dikişi başlangıcına, takım ucu çapından yaklaşık 0,5 mm büyük olacak şekilde bir başlangıç deliği açılmıştır. Seçilen kaynak parametrelerinin uygulanma-sını takiben uç ve takım omzunun levhalarla temas etmesi ile birlikte kaynaklanan metal yeterli sıcaklığa ulaşılınca takıma ilerleme hareketi verilmiştir. Kaynak esnasında ortaya çıkan sıcaklıklar levhalar altına 4 farklı noktaya yerleştirilen 4 farklı termo-eleman ile ölçülmüştür. Kaynak esna-sında ön ısıtma veya pasolar arasında bir ısıtma işlemi uygulanmamıştır.

Takım omuz çapı 20 mm ve uç çapı 5,7 mm’dir. Her ne kadar levhalar 3 mm kalınlıkta ise de takım uç uzunluğu çalışma tablasını korumak için 2.5 mm alınmıştır. Takım malzemesi olarak eşkenar üçgen uç profilli sert metal karbür (WC-Co, K10 olarak tanımlanan % 94 volfram karbür, % 6 Kobalt’tan oluşan sert metal) kullanılmıştır. K10 takım malzemesi 1650 HV sertliktedir. Ta-kım malzemesi ortam sıcaklığından 1200 °C’ye kadar mükemmel tokluğa ve sertliğe sahiptir. Hem

5


sıcaklık hem de yük ölçüm sistemlerinden toplanan veriler iki ayrı bilgisayarda özel kurulmuş olan programlar sayesinde veri olarak kayıt altına alınmakta ve grafiklere dönüştürülebilmektedir.

Çekme deneyleri 100 kN kapasiteli Zwick/Roell Z100 çekme deney cihazında TS EN 10002 standardına uygun olarak oda sıcaklığında ve 10 MPa/s çekme hızında yapılmıştır. Her kaynaklı deney levhasından üçer adet çekme ve darbe deney numunesi lazer kesim ile kesilerek hazırlan-mıştır. Çentik darbe deneyleri 300 J kapasiteli Instron Wolpert PW30 çentik darbe deney cihazın-da oda sıcaklığında yapılmıştır. Çekme ve çentik darbe deneylerinden sonra mikroyapı inceleme-leri için kaynaklı levhalardan kesilerek çıkarılan numuneler sırasıyla 200-1200 SiC zımparalar ile sulu zımparalamaya tabi tutulmuştur. Zımparalama sonrasında önce 6 µ luk daha sonra da 3 µ’luk solüsyon ile parlatma yapılmıştır. Makro dağlamada dağlayıcı olarak 50 ml hidroklorik asit ve 50 ml saf su karışımı kullanılmıştır. Numuneler 20 dakika kadar dağlayıcı içerisinde tutulmuştur. Mikro dağlamada ise dağlayıcı olarak paslanmaz çeliklerde sigma-fazı belirlemede kullanılan ve Vilella dağlayıcısı olarak bilinen 1 g pikrik asit, 5 ml hidroklorik asit, 95 ml etil alkol kullanılmıştır. Numuneler 60 saniye kadar dağlayıcı içerisinde tutulmuştur. Mikrosertlik ölçümleri ise Shimadzu HMV marka cihazda yapılmıştır.

3. SONUÇLAR

Takım baskı kuvvetinin etkisini incelemek maksadıyla devir sayısı 1120 min-1, ilerleme hızı 125 mm/min ve takım açısı 0° sabit tutularak, takım baskı kuvvetleri 2; 2,5; 3,5; 4,5; 5,5 ve 7,5 kN olarak değiştirilmiştir. Deneysel parametreler Tablo 3’de görülmektedir.

Tablo 3: Farklı takım baskı kuvvetlerinin incelendiği deneyler [19]

Deney Numarası Devir Sayısı(min-1)

İlerleme Hızı (mm/min)

Takım Baskı Kuvveti (kN)

Takım Açısı( 0 )

219 1120 125 2 0220 1120 125 2,5 0210 1120 125 3,5 0227 1120 125 4,5 0228 1120 125 5,5 0214 1120 125 7,5 0

a b

Şekil 4: Farklı takım baskı kuvvetlerinin zamana bağlı yük (a) ve sıcaklık (b) değişimleri(sabit parametreler 1120 min-1; 125 mm/min; 00) [19]

3946


Deneysel çalışmalarda kullanılan takım baskı kuvvetlerinin deneyler boyunca zamana bağlı değişimleri Şekil 3a’da ve bu takım baskı kuvvetlerinde ölçüm noktasında sıcaklığın zamanla de-ğişimleri ise Şekil 3b’de görülmektedir. Takım baskı kuvveti artırıldığında, sürtünmenin de artma-sının bir sonucu olarak sıcaklığın da arttığı görülmektedir, Şekil 4b.

Farklı takım baskı kuvvetine bağlı olarak yapılan sürtünme karıştırma kaynaklarının deney parametreleri, çekme dayanımları ve akma sınırları, çentik darbe toklukları Tablo 4’de verilmiştir. Tablo 4’de verilen kaynak parametreleri ile sürtünme karıştırma kaynağı yapılmış AISI 430 ferritik çeliklerin kaynak dikişlerinin makroskobik üst ve kök dikişi görünümleri Şekil 5’de verilmiştir.

TMMOB Makine Mühendisleri Odası, Kaynak Teknolojisi VIII. Ulusal Kongre ve Sergisi, 18-19 Kasım 2011, Ankara

Deneysel çalı"malarda kullanılan takım baskı kuvvetlerinin deneyler boyunca zamana ba!lı de!i"imleri #ekil 3a’da ve bu takım baskı kuvvetlerinde ölçüm noktasında sıcaklı!ın zamanla de!i"imleri ise #ekil 3b’de görülmektedir. Takım baskı kuvveti artırıldı!ında, sürtünmenin de artmasının bir sonucu olarak sıcaklı!ın da arttı!ı görülmektedir, #ekil 4b. Farklı takım baskı kuvvetine ba!lı olarak yapılan sürtünme karı"tırma kaynaklarının deney parametreleri, çekme dayanımları ve akma sınırları, çentik darbe toklukları Tablo 4’de verilmi"tir. Tablo 4’de verilen kaynak parametreleri ile sürtünme karı"tırma kayna!ı yapılmı" AISI 430 ferritik çeliklerin kaynak diki"lerinin makroskobik üst ve kök diki"i görünümleri #ekil 5’de verilmi"tir.

Takım baskı kuvveti Üst Kök

2 kN

2,5 kN

3,5 kN

4,5 kN

5,5 kN

7,5 kN

#ekil 5: AISI 430 ferritik çeliklerin kaynak diki"lerinin makroskobik üst ve kök diki"i görünümleri (1120 min-1,

125 mm/min, 0° sabit) [19] Makroskobik (gözle) bakıldı!ında en iyi kaynak diki"i görünümünün 3,5 ve 5,5 kN baskı kuvvetinde yapılan kaynaklarda elde edildi!i görülmektedir. Kaynak baskı kuvvetinin yetersiz geldi!i durumlarda yetersiz hamurla"madan ve fazla geldi!i durumlarda ise a"ırı hamurla"madan dolayı kaynak diki"i kenarlarında metal yı!ılmalarının olu"tu!u, bunun sonucunda ise kaynak kesitinin dü"tü!ü gözlemlenmi"tir, #ekil 6.

Şekil 5: AISI 430 ferritik çeliklerin kaynak dikişlerinin makroskobik üst ve kök dikişi görünümleri (1120 min-1, 125 mm/min, 0° sabit) [19]

7


Makroskobik (gözle) bakıldığında en iyi kaynak dikişi görünümünün 3,5 ve 5,5 kN baskı kuv-vetinde yapılan kaynaklarda elde edildiği görülmektedir. Kaynak baskı kuvvetinin yetersiz geldiği durumlarda yetersiz hamurlaşmadan ve fazla geldiği durumlarda ise aşırı hamurlaşmadan dolayı kaynak dikişi kenarlarında metal yığılmalarının oluştuğu, bunun sonucunda ise kaynak kesitinin düştüğü gözlemlenmiştir, Şekil 6.

Tablo 4: Farklı takım baskı kuvvetlerinde elde edilen çekme dayanım değerleri [19]

DeneyNu.

Takım Devir Sayısı(min-1)

İlerleme Hızı(mm/min)

Takım Baskı Kuvveti

(kN)

Takım Açısı(0)

Çekme Dayanımı

(MPa)

Akma Sınırı(MPa)

Çentik Darbe

Enerjisi(J)

Esas Metal 459 373 25

219 1120 125 2 0 286 283 10,8

220 1120 125 2,5 0 370 352 14,7

210 1120 125 3,5 0 474 371 18,3

227 1120 125 4,5 0 476 384 17,9

228 1120 125 5,5 0 476 386 13,5

214 1120 125 7,5 0 339 320 4,7

Takım devir sayısı 1120 min-1, ilerleme hızı 125 mm/min ve takım açısı 00 sabit tutularak sa-dece takım baskı kuvvetleri değiştirildiğinde artan takım baskı kuvveti ile dayanım değerlerinden çekme dayanımı ve akma sınırının arttığı, 3,5 kN ile 5,5 kN baskı kuvvetleri arasında sabit kaldığı, fakat 5,5 kN baskı kuvvetinden sonra ise düştüğü görülmektedir.

a b

Şekil 6: Takım baskı kuvvetine bağlı olarak çekme dayanımı (a) ve çentik darbe enerjisi (b)değişimleri (1120 min-1, 125 mm/min ve 00 sabit) [19]

3956


Deneysel çalışmalarda kullanılan takım baskı kuvvetlerinin deneyler boyunca zamana bağlı değişimleri Şekil 3a’da ve bu takım baskı kuvvetlerinde ölçüm noktasında sıcaklığın zamanla de-ğişimleri ise Şekil 3b’de görülmektedir. Takım baskı kuvveti artırıldığında, sürtünmenin de artma-sının bir sonucu olarak sıcaklığın da arttığı görülmektedir, Şekil 4b.

Farklı takım baskı kuvvetine bağlı olarak yapılan sürtünme karıştırma kaynaklarının deney parametreleri, çekme dayanımları ve akma sınırları, çentik darbe toklukları Tablo 4’de verilmiştir. Tablo 4’de verilen kaynak parametreleri ile sürtünme karıştırma kaynağı yapılmış AISI 430 ferritik çeliklerin kaynak dikişlerinin makroskobik üst ve kök dikişi görünümleri Şekil 5’de verilmiştir.

TMMOB Makine Mühendisleri Odası, Kaynak Teknolojisi VIII. Ulusal Kongre ve Sergisi, 18-19 Kasım 2011, Ankara

Deneysel çalı"malarda kullanılan takım baskı kuvvetlerinin deneyler boyunca zamana ba!lı de!i"imleri #ekil 3a’da ve bu takım baskı kuvvetlerinde ölçüm noktasında sıcaklı!ın zamanla de!i"imleri ise #ekil 3b’de görülmektedir. Takım baskı kuvveti artırıldı!ında, sürtünmenin de artmasının bir sonucu olarak sıcaklı!ın da arttı!ı görülmektedir, #ekil 4b. Farklı takım baskı kuvvetine ba!lı olarak yapılan sürtünme karı"tırma kaynaklarının deney parametreleri, çekme dayanımları ve akma sınırları, çentik darbe toklukları Tablo 4’de verilmi"tir. Tablo 4’de verilen kaynak parametreleri ile sürtünme karı"tırma kayna!ı yapılmı" AISI 430 ferritik çeliklerin kaynak diki"lerinin makroskobik üst ve kök diki"i görünümleri #ekil 5’de verilmi"tir.

Takım baskı kuvveti Üst Kök

2 kN

2,5 kN

3,5 kN

4,5 kN

5,5 kN

7,5 kN

#ekil 5: AISI 430 ferritik çeliklerin kaynak diki"lerinin makroskobik üst ve kök diki"i görünümleri (1120 min-1,

125 mm/min, 0° sabit) [19] Makroskobik (gözle) bakıldı!ında en iyi kaynak diki"i görünümünün 3,5 ve 5,5 kN baskı kuvvetinde yapılan kaynaklarda elde edildi!i görülmektedir. Kaynak baskı kuvvetinin yetersiz geldi!i durumlarda yetersiz hamurla"madan ve fazla geldi!i durumlarda ise a"ırı hamurla"madan dolayı kaynak diki"i kenarlarında metal yı!ılmalarının olu"tu!u, bunun sonucunda ise kaynak kesitinin dü"tü!ü gözlemlenmi"tir, #ekil 6.

Şekil 5: AISI 430 ferritik çeliklerin kaynak dikişlerinin makroskobik üst ve kök dikişi görünümleri (1120 min-1, 125 mm/min, 0° sabit) [19]

7


Makroskobik (gözle) bakıldığında en iyi kaynak dikişi görünümünün 3,5 ve 5,5 kN baskı kuv-vetinde yapılan kaynaklarda elde edildiği görülmektedir. Kaynak baskı kuvvetinin yetersiz geldiği durumlarda yetersiz hamurlaşmadan ve fazla geldiği durumlarda ise aşırı hamurlaşmadan dolayı kaynak dikişi kenarlarında metal yığılmalarının oluştuğu, bunun sonucunda ise kaynak kesitinin düştüğü gözlemlenmiştir, Şekil 6.

Tablo 4: Farklı takım baskı kuvvetlerinde elde edilen çekme dayanım değerleri [19]

DeneyNu.

Takım Devir Sayısı(min-1)

İlerleme Hızı(mm/min)

Takım Baskı Kuvveti

(kN)

Takım Açısı(0)

Çekme Dayanımı

(MPa)

Akma Sınırı(MPa)

Çentik Darbe

Enerjisi(J)

Esas Metal 459 373 25

219 1120 125 2 0 286 283 10,8

220 1120 125 2,5 0 370 352 14,7

210 1120 125 3,5 0 474 371 18,3

227 1120 125 4,5 0 476 384 17,9

228 1120 125 5,5 0 476 386 13,5

214 1120 125 7,5 0 339 320 4,7

Takım devir sayısı 1120 min-1, ilerleme hızı 125 mm/min ve takım açısı 00 sabit tutularak sa-dece takım baskı kuvvetleri değiştirildiğinde artan takım baskı kuvveti ile dayanım değerlerinden çekme dayanımı ve akma sınırının arttığı, 3,5 kN ile 5,5 kN baskı kuvvetleri arasında sabit kaldığı, fakat 5,5 kN baskı kuvvetinden sonra ise düştüğü görülmektedir.

a b

Şekil 6: Takım baskı kuvvetine bağlı olarak çekme dayanımı (a) ve çentik darbe enerjisi (b)değişimleri (1120 min-1, 125 mm/min ve 00 sabit) [19]

3968


Farklı takım baskı kuvvetlerinde elde edilen çentik darbe enerjisi değerlerine bakıldığında ise en iyi çentik darbe enerjisi değerinin 3,5 kN baskı kuvvetinde elde edildiği, 3,5 kN ile 4,5 kN baskı kuvvetlerinin birbirine yakın sonuçlar verdiği görülmektedir. Fakat 3,5 kN baskı kuvvetin-den sonra takım baskı kuvveti artırıldığında çentik darbe enerjisinin düştüğü görülmektedir. 5,5 kN’u aşan takım baskı kuvvetlerinde çekme dayanımının, 3,5 kN’u aşan baskı kuvvetlerinden sonra ise çentik darbe dayanımının düşmesinin sebebi olarak daha yüksek takım baskı kuvveti uygulandığında, plastik akışla çapak olarak kenarlara yığılan metal oranının arttığı ve takım baskı kuvvetinin kaynak metalini plastik deformasyona uğratması nedeniyle sertliğin artması düşünül-mektedir.

Mikroyapı incelemelerinde esas malzemeden ITAB’a, ITAB’dan da karışım bölgesine geçişte tane boyutu bariz biçimde (yaklaşık % 50 oranında) küçüldüğü tespit edilmiştir. Tane boyutunun esas malzemeden karışım bölgesine doğru kademeli olarak azaldığı görülmektedir. Esas malze-mede ortalama tane boyu 30 µm iken, bu değer ITAB’da 15 µm, karışım bölgesinde ise 5 µm’lere düşmektedir, Şekil 7. Klasik ergitme kaynak yöntemlerinde ITAB ve kaynak bölgesinde tane bü-yümesi oluşmakta iken sürtünme karıştırma kaynak yönteminde ise ITAB ve kaynak bölgesinde esas metale nazaran daha ince taneli yapıların görülmesinin nedeni soğuk haddelenmiş ve düşük ısı iletkenliğine sahip ferritik paslanmaz çelik levhalarla yapılan sürtünme karıştırma kaynağında artan soğuk deformasyon oranı ile birlikte yeniden kristalleşme (rekristalizasyon) oluşumu olarak düşünülmektedir.

Sürtünme karıştırma kaynak yöntemi ile kaynaklanan parçalardaki tane boyu geçişinin esas malzemeden karışım bölgesine doğru gittikçe azalması, klasik ergitme kaynak yöntemlerinde kar-şılaşılan aşırı tane büyümesi probleminin ortadan kalktığını göstermektedir. Yapılan kaynaklı bağlantılarda ortaya çıkan tipik bir içyapı görünümü Şekil 7’de verilmiştir. İç yapılar genel olarak incelendiğinde, esas malzemedeki tanelerin kaynak bölgesinde oldukça ince tanelere dönüştüğü görülmektedir.

a b

c dŞekil 7: Kaynak bölgesi ve çevresindeki tanelerin boyutları: genel görünümü (a), esas malzeme

(b), ITAB (c) ve karışım bölgesine (d) [19]

9


Farklı takım baskı kuvvetlerinde sürtünme karıştırma kaynağı gerçekleştirilen bağlantıların kaynak bölgesi ve ITAB civarında mikro sertlikleri incelenmiştir, Şekil 8. Burada “0” noktası kaynak merkezini, 0’dan her iki yöne uzaklaşmalar ise karıştırıcı takım ve takım omuz bölgesini içermektedir. Genel olarak incelendiğinde kaynak bölgesinde ölçülen mikro-sertlik değerlerinin esas malzemeye nazaran oldukça arttığı görülmektedir.

Şekil 8: Farklı takım baskı kuvvetlerinde kaynaklı bağlantının mikro sertlik değerleri [19]

Takım baskı kuvveti arttıkça mikro sertliğin de arttığı, 4,5 kN baskı kuvvetinde en yüksek mikro sertlik değerine ulaştığı, 3,5 ve 5,5 kN baskı kuvvetlerinde yakın mikro sertlik değerlerine ulaşıldığı, 7,5 kN baskı kuvvetinde ise mikro sertliğin düştüğü görülmektedir. Artan takım baskı kuvveti esas metalde plastik deformasyon sertleşmesine sebep olduğundan sertlik değerleri de artmıştır. Ancak 5,5 kN baskı kuvvetini aşan takım baskı kuvvetlerinde artan sıcaklık tane iri-leşmesine ve gevrekleşmeye neden olduğundan mikro sertlik değerinde azalma meydana geldiği düşünülmektedir.

4. TARTIŞMA VE ÖNERİLER

Bu çalışma, takım baskı kuvvetinin AISI 430 ferritik paslanmaz çeliğin sürtünme karıştırma kaynak edilebilirliği üzerine etkisini içermektedir. 3x100x200 mm ebadında iki adet levha alın alına başarı ile birleştirilmiştir. Takım baskı kuvvetinin etkisini incelemek maksadıyla devir sayısı 1120 min-1, ilerleme hızı 125 mm/min ve takım açısı 0° sabit tutularak, takım baskı kuvvetleri 2; 2,5; 3,5; 4,5; 5,5 ve 7,5 kN olarak değiştirilmiştir. Takım malzemesi olarak eşkenar üçgen profile sahip sert metal karbür kullanılmıştır. Çalışmalar sonucunda;

Takım baskı kuvveti artırıldığında sıcaklığın da arttığı,1.

Artan takım baskı kuvveti ile dayanım değerlerinden çekme dayanımı ve akma sınırının 2. arttığı, 3,5 kN ile 5,5 kN baskı kuvvetleri arasında sabit kaldığı, fakat 5,5 kN baskı kuvvetinden sonra ise düştüğü,

En iyi çentik darbe enerjisi değerinin 3,5 kN baskı kuvvetinde elde edildiği, 3,5 kN ile 4,5 3. kN baskı kuvvetlerinin birbirine yakın sonuçlar verdiği, 3,5 kN baskı kuvvetinden sonra takım baskı kuvveti artırıldığında çentik darbe enerjisinin düştüğü,

3978


Farklı takım baskı kuvvetlerinde elde edilen çentik darbe enerjisi değerlerine bakıldığında ise en iyi çentik darbe enerjisi değerinin 3,5 kN baskı kuvvetinde elde edildiği, 3,5 kN ile 4,5 kN baskı kuvvetlerinin birbirine yakın sonuçlar verdiği görülmektedir. Fakat 3,5 kN baskı kuvvetin-den sonra takım baskı kuvveti artırıldığında çentik darbe enerjisinin düştüğü görülmektedir. 5,5 kN’u aşan takım baskı kuvvetlerinde çekme dayanımının, 3,5 kN’u aşan baskı kuvvetlerinden sonra ise çentik darbe dayanımının düşmesinin sebebi olarak daha yüksek takım baskı kuvveti uygulandığında, plastik akışla çapak olarak kenarlara yığılan metal oranının arttığı ve takım baskı kuvvetinin kaynak metalini plastik deformasyona uğratması nedeniyle sertliğin artması düşünül-mektedir.

Mikroyapı incelemelerinde esas malzemeden ITAB’a, ITAB’dan da karışım bölgesine geçişte tane boyutu bariz biçimde (yaklaşık % 50 oranında) küçüldüğü tespit edilmiştir. Tane boyutunun esas malzemeden karışım bölgesine doğru kademeli olarak azaldığı görülmektedir. Esas malze-mede ortalama tane boyu 30 µm iken, bu değer ITAB’da 15 µm, karışım bölgesinde ise 5 µm’lere düşmektedir, Şekil 7. Klasik ergitme kaynak yöntemlerinde ITAB ve kaynak bölgesinde tane bü-yümesi oluşmakta iken sürtünme karıştırma kaynak yönteminde ise ITAB ve kaynak bölgesinde esas metale nazaran daha ince taneli yapıların görülmesinin nedeni soğuk haddelenmiş ve düşük ısı iletkenliğine sahip ferritik paslanmaz çelik levhalarla yapılan sürtünme karıştırma kaynağında artan soğuk deformasyon oranı ile birlikte yeniden kristalleşme (rekristalizasyon) oluşumu olarak düşünülmektedir.

Sürtünme karıştırma kaynak yöntemi ile kaynaklanan parçalardaki tane boyu geçişinin esas malzemeden karışım bölgesine doğru gittikçe azalması, klasik ergitme kaynak yöntemlerinde kar-şılaşılan aşırı tane büyümesi probleminin ortadan kalktığını göstermektedir. Yapılan kaynaklı bağlantılarda ortaya çıkan tipik bir içyapı görünümü Şekil 7’de verilmiştir. İç yapılar genel olarak incelendiğinde, esas malzemedeki tanelerin kaynak bölgesinde oldukça ince tanelere dönüştüğü görülmektedir.

a b

c dŞekil 7: Kaynak bölgesi ve çevresindeki tanelerin boyutları: genel görünümü (a), esas malzeme

(b), ITAB (c) ve karışım bölgesine (d) [19]

9


Farklı takım baskı kuvvetlerinde sürtünme karıştırma kaynağı gerçekleştirilen bağlantıların kaynak bölgesi ve ITAB civarında mikro sertlikleri incelenmiştir, Şekil 8. Burada “0” noktası kaynak merkezini, 0’dan her iki yöne uzaklaşmalar ise karıştırıcı takım ve takım omuz bölgesini içermektedir. Genel olarak incelendiğinde kaynak bölgesinde ölçülen mikro-sertlik değerlerinin esas malzemeye nazaran oldukça arttığı görülmektedir.

Şekil 8: Farklı takım baskı kuvvetlerinde kaynaklı bağlantının mikro sertlik değerleri [19]

Takım baskı kuvveti arttıkça mikro sertliğin de arttığı, 4,5 kN baskı kuvvetinde en yüksek mikro sertlik değerine ulaştığı, 3,5 ve 5,5 kN baskı kuvvetlerinde yakın mikro sertlik değerlerine ulaşıldığı, 7,5 kN baskı kuvvetinde ise mikro sertliğin düştüğü görülmektedir. Artan takım baskı kuvveti esas metalde plastik deformasyon sertleşmesine sebep olduğundan sertlik değerleri de artmıştır. Ancak 5,5 kN baskı kuvvetini aşan takım baskı kuvvetlerinde artan sıcaklık tane iri-leşmesine ve gevrekleşmeye neden olduğundan mikro sertlik değerinde azalma meydana geldiği düşünülmektedir.

4. TARTIŞMA VE ÖNERİLER

Bu çalışma, takım baskı kuvvetinin AISI 430 ferritik paslanmaz çeliğin sürtünme karıştırma kaynak edilebilirliği üzerine etkisini içermektedir. 3x100x200 mm ebadında iki adet levha alın alına başarı ile birleştirilmiştir. Takım baskı kuvvetinin etkisini incelemek maksadıyla devir sayısı 1120 min-1, ilerleme hızı 125 mm/min ve takım açısı 0° sabit tutularak, takım baskı kuvvetleri 2; 2,5; 3,5; 4,5; 5,5 ve 7,5 kN olarak değiştirilmiştir. Takım malzemesi olarak eşkenar üçgen profile sahip sert metal karbür kullanılmıştır. Çalışmalar sonucunda;

Takım baskı kuvveti artırıldığında sıcaklığın da arttığı,1.

Artan takım baskı kuvveti ile dayanım değerlerinden çekme dayanımı ve akma sınırının 2. arttığı, 3,5 kN ile 5,5 kN baskı kuvvetleri arasında sabit kaldığı, fakat 5,5 kN baskı kuvvetinden sonra ise düştüğü,

En iyi çentik darbe enerjisi değerinin 3,5 kN baskı kuvvetinde elde edildiği, 3,5 kN ile 4,5 3. kN baskı kuvvetlerinin birbirine yakın sonuçlar verdiği, 3,5 kN baskı kuvvetinden sonra takım baskı kuvveti artırıldığında çentik darbe enerjisinin düştüğü,

39810


Tane boyutunun esas malzemeden karışım bölgesine doğru kademeli olarak azaldığı, esas 4. malzemede ortalama tane boyu 30 µm iken, ITAB’da 15 µm, karışım bölgesinde ise 5 µm’lere düştüğü,

Sürtünme karıştırma kaynak yöntemi ile kaynaklanan parçalardaki tane boyu geçişinin 5. esas malzemeden karışım bölgesine doğru gittikçe azalmasının, klasik ergitme kaynak yöntemle-rinde karşılaşılan aşırı tane büyümesi probleminin ortadan kalktığını gösterdiği tespit edilmiştir.

Teşekkür

Bu çalışma Pamukkale Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri tarafından desteklenen 2009FBE022 nolu proje imkanları kullanılarak yapılmıştır. Yazarlar, bu programda sağlamış ol-duğu mali desteklerinden ötürü Pamukkale Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri birimine te-şekkürü bir borç bilirler.

KAYNAKLAR

[1] Çam, G, Sürtünme Karıştırma Kaynağı Uygulamalarındaki Son Gelişmeler, Makina Tek., Ekim 2007, Sayı 120, S. 48-58.

[2] Meran, C., Canyurt, O.E., Çam, G., Paslanmaz Çeliklerin Sürtünme Karıştırma Kaynağında Karşılaşılan Sorunlar Ve Çözüm Önerileri, TMMOB Makine Mühendisleri Odası, Kaynak Teknolojisi VII. Ulusal Kongre ve Sergisi, 13-14 Kasım 2009, Ankara, s143-156 , 2009

[3] Çam, G., Meran, C., Çeliklerin Sürtünme Karıştırma Kaynağı, TMMOB Makine Mühendisleri Odası, Kaynak Teknolojisi VII. Ulusal Kongre ve Sergisi, 13-14 Kasım 2009, Ankara, s57-70 , 2009.

[4] Çam, G, Sürtünme Karıştırma Kaynağı Uygulamalarındaki Son Gelişmeler, TMMOB Makina Mühendis-leri Odası, Kaynak Teknolojisi VI. Ulusal Kongresi, 9-10 Kasım 2007, Ankara, S. 35-43

[5] Çam, G, Friction Stir Welded Structural Materials: Beyond Al-Alloys’, Int. Mater. Rev., 2011, Vol. 56 (Iss. 1), pp. 1-48

[6] Mert, Ş., Kaluç, E., Sürtünme Karıştırma Kaynağında Kullanılan Takımlardaki Gelişmeler, TMMOB Makina Mühendisleri Odası, Kaynak Teknolojisi IV. Ulusal Kongresi, 24-25 Ekim 2003, Ankara, S. 103-116

[7] Kaluç, E., Taban, E., Sürtünen Eleman ile Kaynak (FSW) Yöntemi (Sürtünme Karıştırma Kaynağı) “, TMMOB Makina Mühendisleri Odası, ISBN (Yayın) No: MMO/2007/460, ISBN: 978-9944-89-437-1, (2007)

[8] Pickering FB. Physical metallurgy of stainless steel developments. International Metals Reviews 1976;21:227–68.

[9] Kou S. Welding metallurgy. Wiley; 1987. p. 383–6.

[10] G.V. Smith, Sigma Phase in Stainless – Iron Age, November 1950,p. 63–68.

[11] Sigma phase embrittlement. In: ASM International Handbook Committee, editor. ASM Handbook- properties and selection irons steels and high performance alloy, vol. 1; 1993. p. 1657.

[12] Seung Hwan C. Park, Toshihide Kumagai, Yutaka S. Sato, Hiroyuki Kokawa, Kazutaka Okamoto, Satoshi Hirano, Masahisa Inagaki, Proceedings of the fifteenth (2005) International Offshore and Polar Engine-ering Conference, Seoul, Korea, June 19-24, 2005, 6-7.

[13] Orhan, N., Kurt, B., Ertuğrul,E., AISI 430 Ferritic paslanmaz çeliğin sürtünme karıştırma kaynağına dvir sayısının etkisi, 11. Uluslararası Malzeme Sempozyumu, 2006, pp. 12-15.

[14] Meran, C., Canyurt, O.E., The effect of tool rotational speed and traverse speed on welding of AISI 304 austenitic stainless steels by friction stir welding method, VII’nci Ulusal Kaynak Teknolojisi Kongresi, 2008, 157-170.

[15] Meran, C., Kovan, V., Alptekin, A., Friction stir welding of AISI 304 austenitic stainless steel (2007) Material- wissencchaft und Werkstofftechnik,38 (10), pp. 829-835.

[16] Alptekin, A., “Sürtünme KarıştırmaYönteminin AISI 304 Paslanmaz Çeliğine Uygulanabilirliğinin Araştırılması”, Pamukkale Üniversitesi FBE, Temmuz 2006.

11


[17] Lakshminarayanan, A.K., Balasubramanian, V., An assessment of microstructure, hardness, tensile and impact strength of friction stir welded ferritic stainless steel joints, Materials and Design 31, 2010, 4592–4600.

[18] Sathiya, P., Aravindan, S., Noorul Haq, A., Some experimental investigations on friction welded stain-less steel joints, Materials and Design 29, 2008, 1099–1109.

[19] Bilgin, M.B., Ferritik Paslanmaz Çeliklerin Sürtünme Karıştırma Kaynak Yapılabilirliğini Etkileyen Faktörlerin İncelenmesi, Pamukkale Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Nisan 2011, Doktora Tezi

ÖZGEÇMİŞLER

Doç.Dr. Cemal MERAN

Doç.Dr. Cemal MERAN, 3 Nisan 1972 de Sivas’ın Yıldızeli ilçesinde doğdu. 1993 yılında Pamukkale Üniversitesi diploması alarak Pamukkale Üniversitesinin ilk mezunu oldu. Mezun olduktan sonra 1993-1995 yılları arasında Özel sektörde ısıtma-havalandırma ve plastik enjeksi-yon kalıpçılığı üzerine çalıştı. 1996 yılında Makine Yüksek Mühendisi unvanı aldı. 2001 yılın-da Pamukkale Üniversitesinde doktora çalışmasını tamamladı. 2002 Ağustos ayında Pamukkale Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümünde Yardımcı Doçent Doktor kadrosuna atandı. 11 Ocak 2008 tarihinde Makine Mühendisliğinde Doçent ünvanını aldı. Halen Pamukkale Üniversitesinde Öğretim Üyesi olarak çalışmaktadır. 1998-Kasım 2004 arası Makina Mühendisleri Odası Denizli Şubesi Yönetim Kurulu Üyeliği yapmıştır. 2003-Mayıs 2005 arasında kurucu üyesi olduğu Pamukkale Üniversitesi Mezunları Derneğinin Yönetim Kurulu Başkanlığını yapmıştır.

Dr. Meran, resmi anlamda Mayıs 2007 de kurulan, ancak Üniversitede çalışmalarına 2009 yılı başında başlayan Malzeme Araştırma ve Uygulama Merkezine (MALUYAM) 2009 yılı başında Müdür olarak atanmış olup, halen bu görevini sürdürmektedir.

Yayımlanmış veya yayımlanmak üzere kabul edilmiş, onun üzerinde hakemli bilimsel dergi ve konferans makalesi ve elli civarında Ulusal ve Uluslararası Sempozyum ve Kongrelerde sunulmuş bildirisi bulunmaktadır. Evli ve iki çocuk babasıdır.

Dr. Mehmet Burak BİLGİN

Dr. M.Burak BİLGİN, 13 Temmuz 1973’de Bartın’ın Amasra ilçesinde doğdu. 1995 yılında Kara Harp Okulu’ndan mezun oldu. 2001 yılında Pamukkale Üniversitesi Makine Mühendisliği Bölümü yüksek lisansını tamamladı. Aynı bölümde 2011 yılında doktorasını tamamladı. 2009 yılında Kara Harp Okulu’na öğretim elemanı olarak atanmış olup halen görevine devam etmekte-dir. Yayımlanmak üzere kabul edilmiş ve halen dergilerde incelenmekte olan hakemli uluslararası dergilerde makaleleri ve Ulusal ve Uluslararası Sempozyum ve Kongrelerde sunulmuş bildirisi bulunmaktadır. Evli ve iki çocuk babasıdır.

39910


Tane boyutunun esas malzemeden karışım bölgesine doğru kademeli olarak azaldığı, esas 4. malzemede ortalama tane boyu 30 µm iken, ITAB’da 15 µm, karışım bölgesinde ise 5 µm’lere düştüğü,

Sürtünme karıştırma kaynak yöntemi ile kaynaklanan parçalardaki tane boyu geçişinin 5. esas malzemeden karışım bölgesine doğru gittikçe azalmasının, klasik ergitme kaynak yöntemle-rinde karşılaşılan aşırı tane büyümesi probleminin ortadan kalktığını gösterdiği tespit edilmiştir.

Teşekkür

Bu çalışma Pamukkale Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri tarafından desteklenen 2009FBE022 nolu proje imkanları kullanılarak yapılmıştır. Yazarlar, bu programda sağlamış ol-duğu mali desteklerinden ötürü Pamukkale Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri birimine te-şekkürü bir borç bilirler.

KAYNAKLAR

[1] Çam, G, Sürtünme Karıştırma Kaynağı Uygulamalarındaki Son Gelişmeler, Makina Tek., Ekim 2007, Sayı 120, S. 48-58.

[2] Meran, C., Canyurt, O.E., Çam, G., Paslanmaz Çeliklerin Sürtünme Karıştırma Kaynağında Karşılaşılan Sorunlar Ve Çözüm Önerileri, TMMOB Makine Mühendisleri Odası, Kaynak Teknolojisi VII. Ulusal Kongre ve Sergisi, 13-14 Kasım 2009, Ankara, s143-156 , 2009

[3] Çam, G., Meran, C., Çeliklerin Sürtünme Karıştırma Kaynağı, TMMOB Makine Mühendisleri Odası, Kaynak Teknolojisi VII. Ulusal Kongre ve Sergisi, 13-14 Kasım 2009, Ankara, s57-70 , 2009.

[4] Çam, G, Sürtünme Karıştırma Kaynağı Uygulamalarındaki Son Gelişmeler, TMMOB Makina Mühendis-leri Odası, Kaynak Teknolojisi VI. Ulusal Kongresi, 9-10 Kasım 2007, Ankara, S. 35-43

[5] Çam, G, Friction Stir Welded Structural Materials: Beyond Al-Alloys’, Int. Mater. Rev., 2011, Vol. 56 (Iss. 1), pp. 1-48

[6] Mert, Ş., Kaluç, E., Sürtünme Karıştırma Kaynağında Kullanılan Takımlardaki Gelişmeler, TMMOB Makina Mühendisleri Odası, Kaynak Teknolojisi IV. Ulusal Kongresi, 24-25 Ekim 2003, Ankara, S. 103-116

[7] Kaluç, E., Taban, E., Sürtünen Eleman ile Kaynak (FSW) Yöntemi (Sürtünme Karıştırma Kaynağı) “, TMMOB Makina Mühendisleri Odası, ISBN (Yayın) No: MMO/2007/460, ISBN: 978-9944-89-437-1, (2007)

[8] Pickering FB. Physical metallurgy of stainless steel developments. International Metals Reviews 1976;21:227–68.

[9] Kou S. Welding metallurgy. Wiley; 1987. p. 383–6.

[10] G.V. Smith, Sigma Phase in Stainless – Iron Age, November 1950,p. 63–68.

[11] Sigma phase embrittlement. In: ASM International Handbook Committee, editor. ASM Handbook- properties and selection irons steels and high performance alloy, vol. 1; 1993. p. 1657.

[12] Seung Hwan C. Park, Toshihide Kumagai, Yutaka S. Sato, Hiroyuki Kokawa, Kazutaka Okamoto, Satoshi Hirano, Masahisa Inagaki, Proceedings of the fifteenth (2005) International Offshore and Polar Engine-ering Conference, Seoul, Korea, June 19-24, 2005, 6-7.

[13] Orhan, N., Kurt, B., Ertuğrul,E., AISI 430 Ferritic paslanmaz çeliğin sürtünme karıştırma kaynağına dvir sayısının etkisi, 11. Uluslararası Malzeme Sempozyumu, 2006, pp. 12-15.

[14] Meran, C., Canyurt, O.E., The effect of tool rotational speed and traverse speed on welding of AISI 304 austenitic stainless steels by friction stir welding method, VII’nci Ulusal Kaynak Teknolojisi Kongresi, 2008, 157-170.

[15] Meran, C., Kovan, V., Alptekin, A., Friction stir welding of AISI 304 austenitic stainless steel (2007) Material- wissencchaft und Werkstofftechnik,38 (10), pp. 829-835.

[16] Alptekin, A., “Sürtünme KarıştırmaYönteminin AISI 304 Paslanmaz Çeliğine Uygulanabilirliğinin Araştırılması”, Pamukkale Üniversitesi FBE, Temmuz 2006.

11


[17] Lakshminarayanan, A.K., Balasubramanian, V., An assessment of microstructure, hardness, tensile and impact strength of friction stir welded ferritic stainless steel joints, Materials and Design 31, 2010, 4592–4600.

[18] Sathiya, P., Aravindan, S., Noorul Haq, A., Some experimental investigations on friction welded stain-less steel joints, Materials and Design 29, 2008, 1099–1109.

[19] Bilgin, M.B., Ferritik Paslanmaz Çeliklerin Sürtünme Karıştırma Kaynak Yapılabilirliğini Etkileyen Faktörlerin İncelenmesi, Pamukkale Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, Nisan 2011, Doktora Tezi

ÖZGEÇMİŞLER

Doç.Dr. Cemal MERAN

Doç.Dr. Cemal MERAN, 3 Nisan 1972 de Sivas’ın Yıldızeli ilçesinde doğdu. 1993 yılında Pamukkale Üniversitesi diploması alarak Pamukkale Üniversitesinin ilk mezunu oldu. Mezun olduktan sonra 1993-1995 yılları arasında Özel sektörde ısıtma-havalandırma ve plastik enjeksi-yon kalıpçılığı üzerine çalıştı. 1996 yılında Makine Yüksek Mühendisi unvanı aldı. 2001 yılın-da Pamukkale Üniversitesinde doktora çalışmasını tamamladı. 2002 Ağustos ayında Pamukkale Üniversitesi Mühendislik Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümünde Yardımcı Doçent Doktor kadrosuna atandı. 11 Ocak 2008 tarihinde Makine Mühendisliğinde Doçent ünvanını aldı. Halen Pamukkale Üniversitesinde Öğretim Üyesi olarak çalışmaktadır. 1998-Kasım 2004 arası Makina Mühendisleri Odası Denizli Şubesi Yönetim Kurulu Üyeliği yapmıştır. 2003-Mayıs 2005 arasında kurucu üyesi olduğu Pamukkale Üniversitesi Mezunları Derneğinin Yönetim Kurulu Başkanlığını yapmıştır.

Dr. Meran, resmi anlamda Mayıs 2007 de kurulan, ancak Üniversitede çalışmalarına 2009 yılı başında başlayan Malzeme Araştırma ve Uygulama Merkezine (MALUYAM) 2009 yılı başında Müdür olarak atanmış olup, halen bu görevini sürdürmektedir.

Yayımlanmış veya yayımlanmak üzere kabul edilmiş, onun üzerinde hakemli bilimsel dergi ve konferans makalesi ve elli civarında Ulusal ve Uluslararası Sempozyum ve Kongrelerde sunulmuş bildirisi bulunmaktadır. Evli ve iki çocuk babasıdır.

Dr. Mehmet Burak BİLGİN

Dr. M.Burak BİLGİN, 13 Temmuz 1973’de Bartın’ın Amasra ilçesinde doğdu. 1995 yılında Kara Harp Okulu’ndan mezun oldu. 2001 yılında Pamukkale Üniversitesi Makine Mühendisliği Bölümü yüksek lisansını tamamladı. Aynı bölümde 2011 yılında doktorasını tamamladı. 2009 yılında Kara Harp Okulu’na öğretim elemanı olarak atanmış olup halen görevine devam etmekte-dir. Yayımlanmak üzere kabul edilmiş ve halen dergilerde incelenmekte olan hakemli uluslararası dergilerde makaleleri ve Ulusal ve Uluslararası Sempozyum ve Kongrelerde sunulmuş bildirisi bulunmaktadır. Evli ve iki çocuk babasıdır.

401


POLİETİLENİN SÜRTÜNME KARIŞTIRMA NOKTA KAYNAK PARAMETRELERİNİN

TAGUCHİ YÖNTEMİ İLE OPTİMİZASYONU

Mustafa Kemal BİLİCİ1, Ahmet İrfan YÜKLER2

Marmara Universitesi, Teknik Eğitim Fakültesi, Metal Eğitimi Bölümü, Göztepe Yerleşkesi, Kadıköy / İSTANBUL1Tel: 0216-336 57 70; E-Mail: [email protected]

2Tel: 0216 336 57 70 ; E-Mail: [email protected],

ÖZET

Sürtünme karıştırma nokta kaynak yöntemi, otomotiv sektöründe son on yılda uygulanmaya başlanmış yeni bir kaynak yöntemidir. Bu yöntem halen metalik saclara uygulanmaktadır. Poli-etilen levhaların sürtünme karıştırma nokta kaynak parametrelerinin kaynak mukavemeti üze-rindeki tesirleri bu tebliğde incelenmiştir. Kaynak parametrelerinin optimizasyonu için Taguchi yönteminden yararlanılmıştır. Bu çalışmada, sürtünme karıştırma nokta kaynak parametrelerinin (takım dönme hızı, takım dalma derinliği ve karıştırma süresi) kaynak mukavemetine etkileri, Varyans Analizi Metodu (ANOVA) ile gerçekleştirilen Taguchi metodunun “en büyük-en iyi” kalite kontrol karakteristiği ile çözülmüş olup sonuçlar grafiksel yöntemlerle analiz edilmiştir. Yapılan deneysel çalışmalar uygulanan metodun gerçekliğini ispatlamıştır.

Anahtar kelimeler: Sürtünme karıştırma nokta kaynağı, polietilen kaynağı, polietilen sür-tünme karıştırma nokta kaynağı, Taguchi yöntemi

THE OPTIMIZATION OF WELDING PARAMETERS FOR FRICTION STIR SPOT WELDING OF HDPE SHEETS WITH TAGUCHI METHOD

ABSTRACT

Friction stir spot welding parameters affect the weld strength of thermoplastics, such as high density polyethylene (HDPE) sheets. The strength of a friction stir spot weld is usually determi-ned by a lap-shear test. For maximizing the weld strength, the selection of welding parameters is very important. This paper presents an application of Taguchi method to friction stir spot welding strength of HDPE sheets. An orthogonal array, the signal to noise ratio (S/N), and the analysis of variance (ANOVA) are employed to investigate friction stir welding parameter effects on the weld strength. From the ANOVA and the S/N ratio response graphs, the significant parameters and the optimal combination level of welding parameters were obtained. Experimental results confirmed the effectiveness of the method.

Keywords: Friction stir spot welding, welding of polyethylene, polyethylene of friction stir spot welding, Taguchi method.

402


1. GİRİŞ

Aluminyum otomotiv saclarının elektrik direnç nokta kaynağı problemlerinden kurtulmak için otomotiv endüstrisinde sürtünme karıştırma nokta kaynak (SKNK) yöntemi geliştirilmiştir [1, 2]. Bu kaynak yöntemi, çizgi kaynak dikişi üreten sürtünme karıştırma kaynağının [3], nokta halinde dikiş üreten bir versiyonudur. Belli bir hızda dönen kaynak takımının üst üste yerleşti-rilmiş iş parçalarına belli bir derinliğe kadar dalması, belirlenen derinlikte kaynak takımının belli bir süre dönmesi ve dönme süresi bittiğinde kaynak takımının geri çekilmesi ile iş parçalarının SKNK birleştirmesi gerçekleşir [4]. Yapılan tanımdan anlaşıldığı gibi bu kaynak yönteminin dal-ma, dönme ve geri çekilme adı verilen 3 safhası mevcuttur. SKNK dalma ve dönme safhalarında kaynak takım ucu çevresindeki malzemeyi karıştırmaktadır. Karıştırılan malzemede ise sürtünme sebebi ile ısınma gerçekleşmektedir [3]. Kaynağın dönme safhasında takımın omuzu da malzeme ile sürtünerek malzemeyi ısıtır [2]. Sürtünme ile ısınan malzeme yumuşamaktadır [4, 5]. Takımın dönmesi ile alt ve üst iş parçalarının yumuşamış kısımları birbiri içersinde karışmaktadır [6]. Takım omuzunun yumuşamış sıcak malzemeye yaptığı basma kuvvetine kaynak kuvveti adı veril-mektedir [7]. Kaynak kuvvetinin tesiri ile yumuşamış malzeme katı halde birleşmekte ve kaynak dikişini oluşturmaktadır [2, 8]. SKNK yönteminde etkin olan kaynak parametreleri takım dönme hızı, dönme süresi ve takım dalma derinliğidir. SKNK yöntemi başarı ile alüminyum [2, 9], mag-nezyum [10] ve çelik [11] saçlara uygulanmıştır.

Plastik malzemelerin SKNK özellikleri hakkında çok az yayın mevcuttur [12-14]. Bu nedenle polietilen levhaların sürtünme karıştırma nokta kaynak özellikleri üzerinde araştırma yapılmıştır. Bu makalede sadece SKNK parametrelerinin etkileri incelenmiştir. Polietilenin SKNK birleştir-meleri ile ilgili çok az yayın olduğundan kaynak parametrelerinin tespitinde Taguchi yönteminden yararlanılmıştır.

Taguchi uzun yıllar yaptığı çalışmalar sonucunda, çok az deneme ile çok iyi neticeler veren ortogonal dizileri geliştirmiştir [15,16]. Ortogonal diziler, faktör seviyelerini, teker teker değiştir-mek yerine, eş zamanlı değiştirmeyi önermektedir. Bu sayede, deney tasarımında Taguchi yakla-şımı kimya, elektronik ve makine sektöründe olduğu gibi üretim sektöründe de kabul görmüştür. Mühendisliğin bir çok dalında Taguchi yöntemi çalışma parametrelerinin tespitinde kullanılmak-tadır [17-19].


Bu çalışmada 4 mm kalınlıkta yüksek yoğunluklu polietilen (YYPE) levhalar kullanılmıştır. Bu levhalardan çekme makaslama kaynak numuneleri kesilmiştir. Deney numunelerinin boyutu ve bunlara uygulanan kaynak Şekil 1’de görülmektedir. Kaynak birleştirme noktasının çekme-makaslama numunesinin tam ortasında teşekkül etmesi için bir bağlama kalıbı kullanılmıştır. Bu kalıp sayesinde bütün deneylerin kaynak işlemleri standart halde gerçekleştirilmiştir. Deneylerde kullanılan çelik kaynak takımı ise Şekil 2’de görülmektedir. Kaynak parametreleri ise Tablo 1’de gösterilmiştir. Kaynak işlemleri üniversal freze tezgahında gerçekleştirilmiştir. Bütün kaynak iş-lemleri oda sıcaklığında yapılmıştır. Bu kaynaklarda dönme safhası biter bitmez takımın dönmesi durdurulmuş ve 30 saniye beklendikten sonra takım geri çekilmiştir. Çekme makaslama deneyle-ri oda sıcaklığında Instron çekme cihazında gerçekleştirilmiştir. Bütün deneylerde çekme hızı 5 mm/s olarak sabit tutulmuştur.


3

Sembol Kaynak Parametresi Birim Seviye 1 Seviye 2 Seviye 3

A Takım dönme hızı d/d 700 900 1100

B Dönme süresi s 20 40 60

C Takım dalma derinliği mm 5,7 6,2 6,7

Şekil 1: Çekme makaslama numunesinin boyutları

3





Şekil 2: Kaynak takımının kesidi

Tablo 1: Kaynak parametreleri ve seviyeleri





Nokta Kaynağı

403


1. GİRİŞ

Aluminyum otomotiv saclarının elektrik direnç nokta kaynağı problemlerinden kurtulmak için otomotiv endüstrisinde sürtünme karıştırma nokta kaynak (SKNK) yöntemi geliştirilmiştir [1, 2]. Bu kaynak yöntemi, çizgi kaynak dikişi üreten sürtünme karıştırma kaynağının [3], nokta halinde dikiş üreten bir versiyonudur. Belli bir hızda dönen kaynak takımının üst üste yerleşti-rilmiş iş parçalarına belli bir derinliğe kadar dalması, belirlenen derinlikte kaynak takımının belli bir süre dönmesi ve dönme süresi bittiğinde kaynak takımının geri çekilmesi ile iş parçalarının SKNK birleştirmesi gerçekleşir [4]. Yapılan tanımdan anlaşıldığı gibi bu kaynak yönteminin dal-ma, dönme ve geri çekilme adı verilen 3 safhası mevcuttur. SKNK dalma ve dönme safhalarında kaynak takım ucu çevresindeki malzemeyi karıştırmaktadır. Karıştırılan malzemede ise sürtünme sebebi ile ısınma gerçekleşmektedir [3]. Kaynağın dönme safhasında takımın omuzu da malzeme ile sürtünerek malzemeyi ısıtır [2]. Sürtünme ile ısınan malzeme yumuşamaktadır [4, 5]. Takımın dönmesi ile alt ve üst iş parçalarının yumuşamış kısımları birbiri içersinde karışmaktadır [6]. Takım omuzunun yumuşamış sıcak malzemeye yaptığı basma kuvvetine kaynak kuvveti adı veril-mektedir [7]. Kaynak kuvvetinin tesiri ile yumuşamış malzeme katı halde birleşmekte ve kaynak dikişini oluşturmaktadır [2, 8]. SKNK yönteminde etkin olan kaynak parametreleri takım dönme hızı, dönme süresi ve takım dalma derinliğidir. SKNK yöntemi başarı ile alüminyum [2, 9], mag-nezyum [10] ve çelik [11] saçlara uygulanmıştır.

Plastik malzemelerin SKNK özellikleri hakkında çok az yayın mevcuttur [12-14]. Bu nedenle polietilen levhaların sürtünme karıştırma nokta kaynak özellikleri üzerinde araştırma yapılmıştır. Bu makalede sadece SKNK parametrelerinin etkileri incelenmiştir. Polietilenin SKNK birleştir-meleri ile ilgili çok az yayın olduğundan kaynak parametrelerinin tespitinde Taguchi yönteminden yararlanılmıştır.

Taguchi uzun yıllar yaptığı çalışmalar sonucunda, çok az deneme ile çok iyi neticeler veren ortogonal dizileri geliştirmiştir [15,16]. Ortogonal diziler, faktör seviyelerini, teker teker değiştir-mek yerine, eş zamanlı değiştirmeyi önermektedir. Bu sayede, deney tasarımında Taguchi yakla-şımı kimya, elektronik ve makine sektöründe olduğu gibi üretim sektöründe de kabul görmüştür. Mühendisliğin bir çok dalında Taguchi yöntemi çalışma parametrelerinin tespitinde kullanılmak-tadır [17-19].


Bu çalışmada 4 mm kalınlıkta yüksek yoğunluklu polietilen (YYPE) levhalar kullanılmıştır. Bu levhalardan çekme makaslama kaynak numuneleri kesilmiştir. Deney numunelerinin boyutu ve bunlara uygulanan kaynak Şekil 1’de görülmektedir. Kaynak birleştirme noktasının çekme-makaslama numunesinin tam ortasında teşekkül etmesi için bir bağlama kalıbı kullanılmıştır. Bu kalıp sayesinde bütün deneylerin kaynak işlemleri standart halde gerçekleştirilmiştir. Deneylerde kullanılan çelik kaynak takımı ise Şekil 2’de görülmektedir. Kaynak parametreleri ise Tablo 1’de gösterilmiştir. Kaynak işlemleri üniversal freze tezgahında gerçekleştirilmiştir. Bütün kaynak iş-lemleri oda sıcaklığında yapılmıştır. Bu kaynaklarda dönme safhası biter bitmez takımın dönmesi durdurulmuş ve 30 saniye beklendikten sonra takım geri çekilmiştir. Çekme makaslama deneyle-ri oda sıcaklığında Instron çekme cihazında gerçekleştirilmiştir. Bütün deneylerde çekme hızı 5 mm/s olarak sabit tutulmuştur.


3





Şekil 1: Çekme makaslama numunesinin boyutları

3





Şekil 2: Kaynak takımının kesidi






Nokta Kaynağı

404


3. DENEYSEL SONUÇLAR VE TARTIŞMA

Kaynak parametrelerinin optimizasyonu ile kaliteyi yükseltmek Taguchi metodunun ana he-defidir. Taguchi Metodu ile elde edilen optimal kaynak parametreleri sayesinde kaynağın kalitesi geliştirilebilir [17,18]. Klasik deney yöntemleri ile yapılması gerekli kaynak deney sayısı kaynak parametresine bağlıdır. Örneğin 3 kaynak parametresi ile çalışıldığında optimum kaynak paramet-relerini tespit etmek için 33 = 27 adet deneye ihtiyaç vardır. Taguchi metodunda ise Tablo 2’de gösterilen 9 adet deney (L9 Ortogonal Sıralama ile Deney Planı) ile optimum kaynak parametre-leri tespit edilebilinir [18].

Tablo 2: L9 Ortogonal Sıralama ile Deney Planı

Kaynak Parametresi Hata

A B C D

Deney Takım dönme Dönme Takım dalma

numarası hızı süresi derinliği

d/d s mm

1 700 20 5,7

2 700 40 6,2

3 700 60 6,7

4 900 20 6,7

5 900 40 5,7

6 900 60 6,2

7 1100 20 6,2

8 1100 40 6,7

9 1100 60 5,7

Tasarlanmış deneylerde elde edilen kopma dayanım değerleri Tablo 3’ün birinci sütünunda görülmektedir. Taguchi metodu sinyalin gürültüye olan oranını (S/N) kullanır [15]. Bu oran de-ney tasarımında performans kriteri olarak kullanılmaktadır. Sinyal terimi deney sonucunu istenen ortalama değerini ve gürültü terimi deney sonucunu istenmeyen ortalama değerini ifade eder. Bu nedenle S/N oranı, elde edilen deney sonucunun ortalama sapma karesini göstermektedir. S/N oranının (η) hesabı1 numaralı denklemde gösterilmiştir [13].

η = - 10 log (M.S.D.) (1)

M.S.D. deney sonucunun ortalama sapmanın karesidir.

Polietilen SKNK kopma dayanımı çekme-makaslama deneyi ile tespit edilmiştir. Kopma daya-nımının kalite karakteristiği olarak “en büyük-en iyi” kalite karakteristiği kullanılmıştır [19]. En büyük-en iyi kalite karakteristiği için M.S.D. 2 numaralı denklemden hesaplanır [16].






C Takım dalma derinli"i mm 5,7 6,2 6,7

3. DENEYSEL SONUÇLAR VE TARTI"MA Kaynak parametrelerinin optimizasyonu ile kaliteyi yükseltmek Taguchi metodunun ana hedefidir. Taguchi Metodu ile elde edilen optimal kaynak parametreleri sayesinde kayna"ın kalitesi geli#tirilebilir [17,18]. Klasik deney yöntemleri ile yapılması gerekli kaynak deney sayısı kaynak parametresine ba"lıdır. Örne"in 3 kaynak parametresi ile çalı#ıldı"ında optimum kaynak parametrelerini tespit etmek için 33 = 27 adet deneye ihtiyaç vardır. Taguchi metodunda ise Tablo 2’de gösterilen 9 adet deney (L9 Ortogonal Sıralama ile Deney Planı) ile optimum kaynak parametreleri tespit edilebilinir [18].


Kaynak Parametresi Hata A B C D


numarası hızı süresi derinli"i

d/d s mm

1 700 20 5,7

2 700 40 6,2

3 700 60 6,7

4 900 20 6,7

5 900 40 5,7

6 900 60 6,2

7 1100 20 6,2

8 1100 40 6,7

9 1100 60 5,7

Tasarlanmı# deneylerde elde edilen kopma dayanım de"erleri Tablo 3’ün birinci sütünunda görülmektedir. Taguchi metodu sinyalin gürültüye olan oranını (S/N) kullanır [15]. Bu oran deney tasarımında performans kriteri olarak kullanılmaktadır. Sinyal terimi deney sonucunu istenen ortalama de"erini ve gürültü terimi deney sonucunu istenmeyen ortalama de"erini ifade eder. Bu nedenle S/N oranı, elde edilen deney sonucunun ortalama sapma karesini göstermektedir. S/N oranının (�) hesabı1 numaralı denklemde gösterilmi#tir [13]. � = - 10 log (M.S.D.) (1) M.S.D. deney sonucunun ortalama sapmanın karesidir. Polietilen SKNK kopma dayanımı çekme-makaslama deneyi ile tespit edilmi#tir. Kopma dayanımının kalite karakteristi"i olarak “en büyük-en iyi” kalite karakteristi"i kullanılmı#tır [19]. En büyük-en iyi kalite karakteristi"i için M.S.D. 2 numaralı denklemden hesaplanır [16].

(2)

(2)

2 numaralı denklemde n sayısı deney sayısını, Ti ise i’ ninci deneyin kopma değerini göster-mektedir. Tablo 3’ün ikinci sütununda her kaynak deneyi için 1 ve 2 numaralı formül kullanılarak hesaplanan S/N oranı gösterilmiştir.

Tablo 3: Çekme-makaslama deney sonuçları ve bunların hesaplanmış S/N oranları

Deney Çekme-makaslama Hesaplanan

numarası kopma kuvveti S/N oranı

N dB

1 2290 67,20

2 3204 70,11

3 2908 69,27

4 2097 66,43

5 2412 67,65

6 2953 69,41

7 1950 65,80

8 2477 67,88

9 2688 68,59

Tasarlanan deney dizaynı ortagonal olduğu için her kaynak parametresinin etkisini her kay-nak seviyesi için bulmak mümkündür. Örneğin, takım dönme hızının 1.,2. ve 3. seviyeleri için S/N oranın bulmak için 1-3, 4-6 ve 7-9 deneylerinin S/N oranlarının ortalamasının hesaplanması gerekir[19]. Hesaplanan değerler Tablo 4’ün birinci satırına sırasıyla yerleştirilmiştir. Tablo 4 her kaynak parametresi seviyesi için ortalama S/N oranın göstermektedir. Bu tabloya standart sapma oranlarının ortalaması adı verilmiştir. 9 adet deneyin ortalama standart sapması ise 68,1 dB bulunmuştur.

Tablo 4: Kaynak deneylerinin standart sapma oranlarının ortalaması.

SembolKaynak parametresi

Ortalama S/N oranı, dB

Seviye1 Seviye 2 Seviye 3

A Takım dönme hızı 69,04 67,83 67,42

B Dönme süresi 66,48 68,55 69,27

C Takım dalma derinliği 67,81 68,44 68,04

405


3. DENEYSEL SONUÇLAR VE TARTIŞMA

Kaynak parametrelerinin optimizasyonu ile kaliteyi yükseltmek Taguchi metodunun ana he-defidir. Taguchi Metodu ile elde edilen optimal kaynak parametreleri sayesinde kaynağın kalitesi geliştirilebilir [17,18]. Klasik deney yöntemleri ile yapılması gerekli kaynak deney sayısı kaynak parametresine bağlıdır. Örneğin 3 kaynak parametresi ile çalışıldığında optimum kaynak paramet-relerini tespit etmek için 33 = 27 adet deneye ihtiyaç vardır. Taguchi metodunda ise Tablo 2’de gösterilen 9 adet deney (L9 Ortogonal Sıralama ile Deney Planı) ile optimum kaynak parametre-leri tespit edilebilinir [18].


Kaynak Parametresi Hata

A B C D


numarası hızı süresi derinliği

d/d s mm

1 700 20 5,7

2 700 40 6,2

3 700 60 6,7

4 900 20 6,7

5 900 40 5,7

6 900 60 6,2

7 1100 20 6,2

8 1100 40 6,7

9 1100 60 5,7

Tasarlanmış deneylerde elde edilen kopma dayanım değerleri Tablo 3’ün birinci sütünunda görülmektedir. Taguchi metodu sinyalin gürültüye olan oranını (S/N) kullanır [15]. Bu oran de-ney tasarımında performans kriteri olarak kullanılmaktadır. Sinyal terimi deney sonucunu istenen ortalama değerini ve gürültü terimi deney sonucunu istenmeyen ortalama değerini ifade eder. Bu nedenle S/N oranı, elde edilen deney sonucunun ortalama sapma karesini göstermektedir. S/N oranının (η) hesabı1 numaralı denklemde gösterilmiştir [13].

η = - 10 log (M.S.D.) (1)

M.S.D. deney sonucunun ortalama sapmanın karesidir.

Polietilen SKNK kopma dayanımı çekme-makaslama deneyi ile tespit edilmiştir. Kopma daya-nımının kalite karakteristiği olarak “en büyük-en iyi” kalite karakteristiği kullanılmıştır [19]. En büyük-en iyi kalite karakteristiği için M.S.D. 2 numaralı denklemden hesaplanır [16].






C Takım dalma derinli"i mm 5,7 6,2 6,7

3. DENEYSEL SONUÇLAR VE TARTI"MA Kaynak parametrelerinin optimizasyonu ile kaliteyi yükseltmek Taguchi metodunun ana hedefidir. Taguchi Metodu ile elde edilen optimal kaynak parametreleri sayesinde kayna"ın kalitesi geli#tirilebilir [17,18]. Klasik deney yöntemleri ile yapılması gerekli kaynak deney sayısı kaynak parametresine ba"lıdır. Örne"in 3 kaynak parametresi ile çalı#ıldı"ında optimum kaynak parametrelerini tespit etmek için 33 = 27 adet deneye ihtiyaç vardır. Taguchi metodunda ise Tablo 2’de gösterilen 9 adet deney (L9 Ortogonal Sıralama ile Deney Planı) ile optimum kaynak parametreleri tespit edilebilinir [18].


Kaynak Parametresi Hata A B C D


numarası hızı süresi derinli"i

d/d s mm

1 700 20 5,7

2 700 40 6,2

3 700 60 6,7

4 900 20 6,7

5 900 40 5,7

6 900 60 6,2

7 1100 20 6,2

8 1100 40 6,7

9 1100 60 5,7

Tasarlanmı# deneylerde elde edilen kopma dayanım de"erleri Tablo 3’ün birinci sütünunda görülmektedir. Taguchi metodu sinyalin gürültüye olan oranını (S/N) kullanır [15]. Bu oran deney tasarımında performans kriteri olarak kullanılmaktadır. Sinyal terimi deney sonucunu istenen ortalama de"erini ve gürültü terimi deney sonucunu istenmeyen ortalama de"erini ifade eder. Bu nedenle S/N oranı, elde edilen deney sonucunun ortalama sapma karesini göstermektedir. S/N oranının (�) hesabı1 numaralı denklemde gösterilmi#tir [13]. � = - 10 log (M.S.D.) (1) M.S.D. deney sonucunun ortalama sapmanın karesidir. Polietilen SKNK kopma dayanımı çekme-makaslama deneyi ile tespit edilmi#tir. Kopma dayanımının kalite karakteristi"i olarak “en büyük-en iyi” kalite karakteristi"i kullanılmı#tır [19]. En büyük-en iyi kalite karakteristi"i için M.S.D. 2 numaralı denklemden hesaplanır [16].

(2)

(2)

2 numaralı denklemde n sayısı deney sayısını, Ti ise i’ ninci deneyin kopma değerini göster-mektedir. Tablo 3’ün ikinci sütununda her kaynak deneyi için 1 ve 2 numaralı formül kullanılarak hesaplanan S/N oranı gösterilmiştir.

Tablo 3: Çekme-makaslama deney sonuçları ve bunların hesaplanmış S/N oranları

Deney Çekme-makaslama Hesaplanan

numarası kopma kuvveti S/N oranı

N dB

1 2290 67,20

2 3204 70,11

3 2908 69,27

4 2097 66,43

5 2412 67,65

6 2953 69,41

7 1950 65,80

8 2477 67,88

9 2688 68,59

Tasarlanan deney dizaynı ortagonal olduğu için her kaynak parametresinin etkisini her kay-nak seviyesi için bulmak mümkündür. Örneğin, takım dönme hızının 1.,2. ve 3. seviyeleri için S/N oranın bulmak için 1-3, 4-6 ve 7-9 deneylerinin S/N oranlarının ortalamasının hesaplanması gerekir[19]. Hesaplanan değerler Tablo 4’ün birinci satırına sırasıyla yerleştirilmiştir. Tablo 4 her kaynak parametresi seviyesi için ortalama S/N oranın göstermektedir. Bu tabloya standart sapma oranlarının ortalaması adı verilmiştir. 9 adet deneyin ortalama standart sapması ise 68,1 dB bulunmuştur.

Tablo 4: Kaynak deneylerinin standart sapma oranlarının ortalaması.

SembolKaynak parametresi

Ortalama S/N oranı, dB

Seviye1 Seviye 2 Seviye 3

A Takım dönme hızı 69,04 67,83 67,42

B Dönme süresi 66,48 68,55 69,27

C Takım dalma derinliği 67,81 68,44 68,04

406


Tablo 3’ün birinci sütununda verilen çekme deney sonuçlarına bağlı olarak her kaynak para-metresinin kopma kuvveti üzerindeki etkisi açıkça anlaşılamamaktadır. Bu parametrelerin etkile-rini açığa çıkarmak için Minitab istatistik programından [20] yararlanılmıştır. Bu program vasıta-sıyla kaynak parametrelerinin ikişer ikişer kaynak kopma kuvveti üzerindeki etkisi grafik halinde gösterilmiştir. Bu grafikler Şekil 3,4 ve 5’de görülmektedir. Grafiklerdeki siyah bölgeler 3000 N üzerindeki kopma kuvveti oluşturan bölgeyi göstermektedir. Bu grafiklerde bir parametre ihmal edildiği için sadece iki kaynak parametresinin müşterek etkisi anlaşılmaktadır. Bu grafiklerden kabaca optimum kaynak parametreleri tayin edilebilir. Örneğin optimum takım dönme hızının 700-900 d/d arasında olacağı Şekil 4 ve 5’den görülmektedir.

6


Şekil 3: ANOVA analizi, optimum çekme-makaslama kopma kuvvetinin kaynak parametreleri

6



Kesme-makaslama kopma kuvveti N

20002500

2000250030003000


20002500

2000250030003000


7


Tablo 4’deki sonuçlardan faydalanarak elde edilen S/N oranı etki grafikleri Şekil 6’da görül-mektedir. Şekil 6‘daki kesikli çizgi bütün deneylerin ortalama S/N oranını (68.1 dB) göstermek-tedir. Şekil 6’daki her grafik her kaynak parametresinin seviye etkisini ifade etmektedir. Örneğin dönme süresi seviyesinin artması ile (20 -60saniye) ortalama S/N oranı yani kaynak kopma kuvveti artmaktadır. Şekil 6’da takım dönme hızı (A parametre seviyesi) arttıkça S/N oranının yani kaynak kopma kuvvetinin azaldığı görülmektedir. Takım dalma derinliğinin (C parametresi) kaynak kopma kuvveti üzerinde çok az bir etkisinin olduğu görülmektedir.

7

Kaynak parametre seviyeleri

Şekil 6: Kaynak kopma kuvvetlerinin ortalama S/N oranı etki grafiği

Kaynak parametrelerinin tesirini hassas olarak tespit edebilmek için ANOVA (varyans ana-lizi) tekniğinden faydalanılmıştır [19]. Her kaynak parametresinin etkinlik yüzdesi hesaplanarak Tablo 5 hazırlanmıştır. Hazırlanan tablodan dönme süresinin kaynak kopma kuvvetinin üzerinde en etkin kaynak parametresi (%69,56) olduğu görülmektedir. Takım dönme hızının etkisi %23,53 olurken takım dalma derinliğinin etkinliği sadece % 3,37 bulunmuştur.


20002500

2000250030003000

407



6



6




20002500

2000250030003000


20002500

2000250030003000


7


Tablo 4’deki sonuçlardan faydalanarak elde edilen S/N oranı etki grafikleri Şekil 6’da görül-mektedir. Şekil 6‘daki kesikli çizgi bütün deneylerin ortalama S/N oranını (68.1 dB) göstermek-tedir. Şekil 6’daki her grafik her kaynak parametresinin seviye etkisini ifade etmektedir. Örneğin dönme süresi seviyesinin artması ile (20 -60saniye) ortalama S/N oranı yani kaynak kopma kuvveti artmaktadır. Şekil 6’da takım dönme hızı (A parametre seviyesi) arttıkça S/N oranının yani kaynak kopma kuvvetinin azaldığı görülmektedir. Takım dalma derinliğinin (C parametresi) kaynak kopma kuvveti üzerinde çok az bir etkisinin olduğu görülmektedir.

7

Kaynak parametre seviyeleri

Şekil 6: Kaynak kopma kuvvetlerinin ortalama S/N oranı etki grafiği

Kaynak parametrelerinin tesirini hassas olarak tespit edebilmek için ANOVA (varyans ana-lizi) tekniğinden faydalanılmıştır [19]. Her kaynak parametresinin etkinlik yüzdesi hesaplanarak Tablo 5 hazırlanmıştır. Hazırlanan tablodan dönme süresinin kaynak kopma kuvvetinin üzerinde en etkin kaynak parametresi (%69,56) olduğu görülmektedir. Takım dönme hızının etkisi %23,53 olurken takım dalma derinliğinin etkinliği sadece % 3,37 bulunmuştur.


20002500

2000250030003000

408


Tablo 5: Varyans analizinin (ANOVA) sonuçları ve kaynak parametre etkinlik yüzdesi.

Sembol Kaynak Serbestlik Karelerin Etkinlik

parametreleri derecesi toplamı (%)

A Takım dönme 2 4,2567 23,53

hızı

B Dönme 2 12,5874 69,56

Süresi

C Takım dalma 2 0,6099 3,37

derinliği

Hata 2 0,6405 3,54

TOPLAM 8 18,0945 100,00

ANOVA analizlerinden (Tablo 5) ve ortalama S/N oranı etki grafiği (Şekil 6) analizlerin-den optimum kaynak kopma kuvvetini veren kaynak parametreleri en büyük-en iyi kriterine göre A1B3C2 (700 d/d takım dönme hızı, 60 s dönme süresi ve 6,2 takım dalma derinliği) olarak tespit edilmiştir.

Optimizasyonu yapılan kaynak parametrelerine uygun olarak A1 B3 C2 deney parametrele-rinde hem deney yapılmıştır hemde teorik hesap yapılarak deneyin kopma kuvveti ve S/N oranı bulunmuştur. Bu sonuçlar A2B2C3 deney parametresi ile elde edilen kopma kuvveti ve S/N ora-nı ile karşılaştırılmıştır. A2B2C3 deney parametresi yapılan 9 deney içerisinde ikinci en yüksek kopma kuvvetini veren kaynak parametre değerlerine sahiptir. Bu kaynak parametrelerinde deney yapıldığı için ekstra bir deney yapılmamıştır. Tespit edilen deney parametrelerine ait sonuçların karşılaştırılması sayesinde yapılan optimizasyonun doğruluğu irdelenmiştir. Bu karşılaştırmada S/N oranında 2,9 dB ve kopma kuvvetinde %40 artış sağlandığı hesaplanmıştır. Karşılaştırma deneylerinin S/N oranları ve kopma kuvvet değerleri Tablo 6’da görülmektedir.

Tablo 6: Karşılaştırma deneylerinin sonuçları

Karşılaştırma

deneyiOptimum kaynak parametreleri ile

yapılanlar

(Deneysel) Hesaplanan Deneysel

Parametre seviyesi A2B2C3 A1B3C2 A1B3C2

Kopma kuvveti ( N ) 2373 3240 3315

Hesaplanan S/N oranı (dB) 67,51 70,21 70,41


4. SONUÇLAR

Polietilenin sürtünme karıştırma nokta kaynak parametrelerinin kaynak kopma kuvveti üze-rindeki etkisi Taguchi metodu ile değerlendirilmiştir. Yapılan çalışmada aşağıdaki sonuçlar elde edilmiştir.

Kaynak dönme süresi en etkin kaynak parametresi olarak tespit edilmiştir. Kaynak dön-1. me hızının etkisi ikinci seviyededir. Kaynak dalma derinliğinin etkisi çok azdır.

Yüksek kaynak kopma kuvveti elde etmek için optimum kaynak parametreleri 700 d/d 2. takım dönme hızı, 60 saniye dönme süresi ve 6,2 millimetre takım dalma derinliği olarak tespit edilmiştir.

Taguchi metodu ile yapılan optimizasyonda kaynak kopma kuvvetinde %40 artış sağlanmıştır.3.

KAYNAKLAR

[1] Hancock, R., 2004, Friction welding of aluminium cuts energy cost by 99%, Welding Journal, pp 40.

[2] Kaluç, E., Taban, E. (2007). Otomotiv endüstrisinde direnç nokta kaynağına alternatif yeni bir yöntem: Sürtünen elemanla nokta kaynağı (FSSW). Kaynak Teknolojisi VI. Ulusal Kongresi, Bildiriler Kitabı, 51- 62, Ankara.

[3] Mishra, RS., Ma, ZY., 2005, Friction stir welding and processing”, Materials Science and Engineering, pp 1-78.

[4] Ma, N., Kunugia, A., Hirashima, T., Okubo, K., Kamioka, M., 2009, FEM Simulation for friction spot joining process, Welding International, pp 9-14.

[5] Kaluç, E., Taban, E., (2007). Sürtünen Eleman ile Kaynak (FSW) Yöntemi, (Sürtünme Karıştırma Kaynağı)” (Friction Stir Welding), TMMOB MMO Yayını, 460 739.

[6] Yang, Q., Mironov, S., Sato, Y.S., Okamoto, K., 2010. Material flow during friction stir spot welding,, Materials Science and Engineering A, pp 4389-4398.

[7] Bozzi, S., Helbert, AL., Baudin, T., Klosek, V., Kerbiguet, JG., Criqui, B., 2010, Influence of FSSW parameters on fracture mechanisms of 5182 aluminium welds, Journal of Materials Processing Technology, pp 1429-1435.

[8] Kaluç, E., Kahraman, B., Coşkun, M.H. (2009). W-5754 Alüminyum alaşımının direnç nokta kaynak (RSW) ve sürtünme karıştırma nokta kaynak (FSSW) yöntemleri ile birleştirilmesi ve bağlantı özeliklerinin incelenmesi, 4.Alüminyum Sempozyumu, TMMOB Metalurji Mühendisleri Odası, Bildiriler Kitabı, 235- 244, İstanbul.

[9] Fratini, L., Barcellona, A., Buffa, G., Palmeri, D., 2007, Friction stir spot welding of AA6082-T6: Influence of the most relevant process parameters and comparison with classic mechanical fastening techniques, Engineering Manufacture, pp 1111-1118.

[10] Yin, Y.H., Sun, N., North, T.H., Hu, S.S., 2010, Hook formation and mechanical properties in AZ31 friction stir spot welds, Journal Materials Proccessing Technology, pp 2062-2070.

[11] Khan, MI., Kuntz, ML., Su, P., Gerlich, A., North, T., Zhou, Y., 2007, Resistance and friction stir spotwelding of DP 600: A comparative study, Science and Technology of Welding and Joining, pp 175-182.

[12] Arıcı, A., Mert, S., 2008, Friction stir spot welding of polypropylene, Journal of Reinforced Plastics and Composites, pp 1-4.

[13]Oliveria, P.H.F., Filho, S.T.A., Santos, JF., Hage, E., 2010, Preliminary study on the feasibility of friction spot welding in PMMA, Materials Letters, pp 2098-2101.

[14]Bilici M.K., Yükler, A.İ., Kurtulmuş, M., 2011, The optimization of welding parameters for friction stir spot welding of high density polyethylene sheets, Materials Design, pp 4074-4079.

[15] Ross P.J., 1988, Taguchi techniques for quality engineering, Mc-Graw Hill, New York..

[16] Peace G.S., 1993, Taguchi Methods, Addison-Wesley, New York.

[17] Tarng, Y.S., Juang, S.C., Chang, C.H., 2002, The Use of Grey Based Taguchi Methods to Determine Submerged Arc Welding Process Parameters in Hardfacing. Journal of Materials Processing Technology, pp 1-6.

[18] Yang, W.H., Tarng, Y.S., 1998, Design optimization of cutting parameters for turning operations base on the taguchi method. Journal of Materials Processing Technology, pp 122-129.

[19] Lin, T.R., 2002, Experimental design and performance analysis of TiN coated carbide tool in face milling stainless steel. , . Journal of Materials Processing Technology, pp 1-7.

[20] Minitab User Manual (Release 15), 2001, Making data analysis easier. MINITAB Inc.State College, USA.

409


Tablo 5: Varyans analizinin (ANOVA) sonuçları ve kaynak parametre etkinlik yüzdesi.

Sembol Kaynak Serbestlik Karelerin Etkinlik

parametreleri derecesi toplamı (%)

A Takım dönme 2 4,2567 23,53

hızı

B Dönme 2 12,5874 69,56

Süresi

C Takım dalma 2 0,6099 3,37

derinliği

Hata 2 0,6405 3,54

TOPLAM 8 18,0945 100,00

ANOVA analizlerinden (Tablo 5) ve ortalama S/N oranı etki grafiği (Şekil 6) analizlerin-den optimum kaynak kopma kuvvetini veren kaynak parametreleri en büyük-en iyi kriterine göre A1B3C2 (700 d/d takım dönme hızı, 60 s dönme süresi ve 6,2 takım dalma derinliği) olarak tespit edilmiştir.

Optimizasyonu yapılan kaynak parametrelerine uygun olarak A1 B3 C2 deney parametrele-rinde hem deney yapılmıştır hemde teorik hesap yapılarak deneyin kopma kuvveti ve S/N oranı bulunmuştur. Bu sonuçlar A2B2C3 deney parametresi ile elde edilen kopma kuvveti ve S/N ora-nı ile karşılaştırılmıştır. A2B2C3 deney parametresi yapılan 9 deney içerisinde ikinci en yüksek kopma kuvvetini veren kaynak parametre değerlerine sahiptir. Bu kaynak parametrelerinde deney yapıldığı için ekstra bir deney yapılmamıştır. Tespit edilen deney parametrelerine ait sonuçların karşılaştırılması sayesinde yapılan optimizasyonun doğruluğu irdelenmiştir. Bu karşılaştırmada S/N oranında 2,9 dB ve kopma kuvvetinde %40 artış sağlandığı hesaplanmıştır. Karşılaştırma deneylerinin S/N oranları ve kopma kuvvet değerleri Tablo 6’da görülmektedir.

Tablo 6: Karşılaştırma deneylerinin sonuçları

Karşılaştırma

deneyiOptimum kaynak parametreleri ile

yapılanlar

(Deneysel) Hesaplanan Deneysel

Parametre seviyesi A2B2C3 A1B3C2 A1B3C2

Kopma kuvveti ( N ) 2373 3240 3315

Hesaplanan S/N oranı (dB) 67,51 70,21 70,41


4. SONUÇLAR

Polietilenin sürtünme karıştırma nokta kaynak parametrelerinin kaynak kopma kuvveti üze-rindeki etkisi Taguchi metodu ile değerlendirilmiştir. Yapılan çalışmada aşağıdaki sonuçlar elde edilmiştir.

Kaynak dönme süresi en etkin kaynak parametresi olarak tespit edilmiştir. Kaynak dön-1. me hızının etkisi ikinci seviyededir. Kaynak dalma derinliğinin etkisi çok azdır.

Yüksek kaynak kopma kuvveti elde etmek için optimum kaynak parametreleri 700 d/d 2. takım dönme hızı, 60 saniye dönme süresi ve 6,2 millimetre takım dalma derinliği olarak tespit edilmiştir.

Taguchi metodu ile yapılan optimizasyonda kaynak kopma kuvvetinde %40 artış sağlanmıştır.3.

KAYNAKLAR

[1] Hancock, R., 2004, Friction welding of aluminium cuts energy cost by 99%, Welding Journal, pp 40.

[2] Kaluç, E., Taban, E. (2007). Otomotiv endüstrisinde direnç nokta kaynağına alternatif yeni bir yöntem: Sürtünen elemanla nokta kaynağı (FSSW). Kaynak Teknolojisi VI. Ulusal Kongresi, Bildiriler Kitabı, 51- 62, Ankara.

[3] Mishra, RS., Ma, ZY., 2005, Friction stir welding and processing”, Materials Science and Engineering, pp 1-78.

[4] Ma, N., Kunugia, A., Hirashima, T., Okubo, K., Kamioka, M., 2009, FEM Simulation for friction spot joining process, Welding International, pp 9-14.

[5] Kaluç, E., Taban, E., (2007). Sürtünen Eleman ile Kaynak (FSW) Yöntemi, (Sürtünme Karıştırma Kaynağı)” (Friction Stir Welding), TMMOB MMO Yayını, 460 739.

[6] Yang, Q., Mironov, S., Sato, Y.S., Okamoto, K., 2010. Material flow during friction stir spot welding,, Materials Science and Engineering A, pp 4389-4398.

[7] Bozzi, S., Helbert, AL., Baudin, T., Klosek, V., Kerbiguet, JG., Criqui, B., 2010, Influence of FSSW parameters on fracture mechanisms of 5182 aluminium welds, Journal of Materials Processing Technology, pp 1429-1435.

[8] Kaluç, E., Kahraman, B., Coşkun, M.H. (2009). W-5754 Alüminyum alaşımının direnç nokta kaynak (RSW) ve sürtünme karıştırma nokta kaynak (FSSW) yöntemleri ile birleştirilmesi ve bağlantı özeliklerinin incelenmesi, 4.Alüminyum Sempozyumu, TMMOB Metalurji Mühendisleri Odası, Bildiriler Kitabı, 235- 244, İstanbul.

[9] Fratini, L., Barcellona, A., Buffa, G., Palmeri, D., 2007, Friction stir spot welding of AA6082-T6: Influence of the most relevant process parameters and comparison with classic mechanical fastening techniques, Engineering Manufacture, pp 1111-1118.

[10] Yin, Y.H., Sun, N., North, T.H., Hu, S.S., 2010, Hook formation and mechanical properties in AZ31 friction stir spot welds, Journal Materials Proccessing Technology, pp 2062-2070.

[11] Khan, MI., Kuntz, ML., Su, P., Gerlich, A., North, T., Zhou, Y., 2007, Resistance and friction stir spotwelding of DP 600: A comparative study, Science and Technology of Welding and Joining, pp 175-182.

[12] Arıcı, A., Mert, S., 2008, Friction stir spot welding of polypropylene, Journal of Reinforced Plastics and Composites, pp 1-4.

[13]Oliveria, P.H.F., Filho, S.T.A., Santos, JF., Hage, E., 2010, Preliminary study on the feasibility of friction spot welding in PMMA, Materials Letters, pp 2098-2101.

[14]Bilici M.K., Yükler, A.İ., Kurtulmuş, M., 2011, The optimization of welding parameters for friction stir spot welding of high density polyethylene sheets, Materials Design, pp 4074-4079.

[15] Ross P.J., 1988, Taguchi techniques for quality engineering, Mc-Graw Hill, New York..

[16] Peace G.S., 1993, Taguchi Methods, Addison-Wesley, New York.

[17] Tarng, Y.S., Juang, S.C., Chang, C.H., 2002, The Use of Grey Based Taguchi Methods to Determine Submerged Arc Welding Process Parameters in Hardfacing. Journal of Materials Processing Technology, pp 1-6.

[18] Yang, W.H., Tarng, Y.S., 1998, Design optimization of cutting parameters for turning operations base on the taguchi method. Journal of Materials Processing Technology, pp 122-129.

[19] Lin, T.R., 2002, Experimental design and performance analysis of TiN coated carbide tool in face milling stainless steel. , . Journal of Materials Processing Technology, pp 1-7.

[20] Minitab User Manual (Release 15), 2001, Making data analysis easier. MINITAB Inc.State College, USA.

410


ÖZGEÇMİŞLER

Mustafa Kemal BİLİCİ

(1976, Artvin), 1995 yılında İnegöl Dörtçelik Teknik Lisesi, 1997 yılında D.E.Ü. İzmir M.Y.O.

Makine Bölümü, 2001 yılında M.Ü.T.E.F. Metal Eğitimi Bölümü, 2004 yılında ise M.Ü.F.B.E. Me-

tal Eğitiminde Yüksek Lisansını tamamlamıştır. Halen M.Ü.F.B.E. Metal Eğitiminde Doktora ça-

lışmasına devam etmektedir. 2002 yılından itibaren M.Ü.T.E.F. Metal Eğitimi Bölümünde Araş-

tırma Görevlisi olarak çalışan Bilici’nin yayınlanmış 18makale ve bildirisi mevcuttur.

Ahmet İrfan YÜKLER

(1949, İstanbul), İ.T.Ü Maden Fakültesi Metalurji Mühendisliği Bölümü’nden 1973 yılında

yüksek mühendis olarak mezun olmuştur. 1993 yılında Doktora derecesini İ.T.Ü. Fen Bilimleri

Enstitüsünden almıştır. Kendisi fiziksel metalurji ve kaynak metalurjisi konusunda uzmanlaşmış-

tır. Amerikan Kaynak Cemiyeti (AWS) üyesi olan Dr. Yükler halen M.Ü. Teknik Eğitim Fakül-

tesinde profesör kadrosunda çalışmaktadır. Dr. Yükler’in yayınlanmış 110 bildiri ve makalenin

yanısıra 14 ders notu mevcuttur.

411

Kaynak Mühendisliği ve Uygulamaları VIII. ULUSAL KONGRE VE SERGİSİKAYNAK TEKNOLOJİSİKaynak Mühendisliği ve UygulamalarıVIII. ULUSAL KONGRE VE SERGİSİKAYNAK TEKNOLOJİSİ

ÖZGEÇMİŞLER

Mustafa Kemal BİLİCİ

(1976, Artvin), 1995 yılında İnegöl Dörtçelik Teknik Lisesi, 1997 yılında D.E.Ü. İzmir M.Y.O.

Makine Bölümü, 2001 yılında M.Ü.T.E.F. Metal Eğitimi Bölümü, 2004 yılında ise M.Ü.F.B.E. Me-

tal Eğitiminde Yüksek Lisansını tamamlamıştır. Halen M.Ü.F.B.E. Metal Eğitiminde Doktora ça-

lışmasına devam etmektedir. 2002 yılından itibaren M.Ü.T.E.F. Metal Eğitimi Bölümünde Araş-

tırma Görevlisi olarak çalışan Bilici’nin yayınlanmış 18makale ve bildirisi mevcuttur.

Ahmet İrfan YÜKLER

(1949, İstanbul), İ.T.Ü Maden Fakültesi Metalurji Mühendisliği Bölümü’nden 1973 yılında

yüksek mühendis olarak mezun olmuştur. 1993 yılında Doktora derecesini İ.T.Ü. Fen Bilimleri

Enstitüsünden almıştır. Kendisi fiziksel metalurji ve kaynak metalurjisi konusunda uzmanlaşmış-

tır. Amerikan Kaynak Cemiyeti (AWS) üyesi olan Dr. Yükler halen M.Ü. Teknik Eğitim Fakül-

tesinde profesör kadrosunda çalışmaktadır. Dr. Yükler’in yayınlanmış 110 bildiri ve makalenin

yanısıra 14 ders notu mevcuttur.

200 TONLUK KONVERTER GÖVDESİNİN ve LAMELLERİNİN (P460NH, t = 70mm) KAYNAKLA TAMİRATI

Güney AKIN

Makina&Kaynak Müh., İSDEMİR A.Ş. / HatayE-mail : [email protected] Tel : +90 326 758 39 73

ÖZET:

Entegre bir demir çelik tesisi için en önemli unsur sürdürülebilir olmaktır. Bu boyutta bir tesisin sürdürülebilir olması ise, ancak disiplinli bir koordinasyondan geçer. Çeliğin oluşumunu entegre bir tesiste ele aldığımızda; yüksek fırında üretilen sıvı ham demir, çeliğe dönüşmek için, konverterlere (BOF) transfer edilir. Burada içerisine şarj edilen hurda ve alaşım elementlerine oksijen üflenerek metalurjik reaksiyonlara tabi tutulup çelik elde edilir. Elde edilen çelik, buradan sonra uzun veya yassı mamul oluşumu için ilgili hatta alınır. Görüldüğü üzere entegre tesislerde konverterler (BOF) üretim hatlarının odak noktasını oluşturup, öncesi ve sonrasındaki tesisleri etkileyebilmektedir.

Yapmış olduğumuz bu çalışmada; 70mm kalınlığında P460NH kalitesine sahip 200 tonluk konverter (BOF) gövdesinin sıvı çeliğe maruz kalarak delinmesi sonucu, başta bu kalınlıkta ve bu kalitede bir malzemeyi kısa sürede ülkemizde temin etmenin zorluğu, deforme olan gövdenin reglaj öncesi hazırlığı, gövde üzerine parçanın adaptasyonu, ön tav ve hızlı soğumanın kontrol edilmesi, kaynak süreci ve bu esnada ortaya çıkan problemler ile tahribatsız testler ve bu testle-rin sonuçları ele alınmıştır. Bu sonuçların ve bu çalışmanın paylaşılması ile, ülkemizde benzer derecedeki büyük tesislerde yaşanabilecek bu çaptaki büyük krizlerin aşılmasında ışık tutacağı düşüncesidir.

Anahtar kelimeler: Entegre tesis, sürdürelebilirlik, yüksek fırın, konverter (BOF), P460NH, hızlı soğumanın kontrolü

REPAIR 200 TONE CONVERTER VESSEL GUIDE AND LAMELLAS (P460NH, t = 70mm) BY WELDING

ABSTRACT:

An integrated iron and steel plant is the most important thing is sustainability. If a facility of this size to be sustainable, it passes through a disciplined coordination. When we consider the formation of an integrated steel plant, liquid crude iron to steel produced in the blast furnace and transferred to converter (BOF). Here, by blowing oxygen into the charge of the scrap and alloying elements of steel subjected to obtain the metallurgical reactions. The resulting steel, here is the long or even related to the formation of flat products. As can be seen integrated facilities conver-ters (BOF) production lines to create the focal point, before and after the plants affect.

412


We have done in this study, the quality material of 70mm thick with a 200tone converter (BOF) P460NH perforation as a result of being exposed to the body of liquid steel, especially the thickness and the difficulty to obtain this quality in our country as soon as a material, pre-preparation of the before mounting part on the deformation body, adaptation part on the vessel guide, pre-heating and control of fast cooling,welding time and the problems in the meantime, non-destructive testing and the results of these tests are discussed. These results and the sharing of this work, this range of great crisis in our country to live in large facilities similar to the degree of overcoming the idea that light holder.

Key words: Integrated facility, sustainability, blast furnace, converter (BOF), P460NH, control of fast cooling down.

GİRİŞ1.

Bir demirçelik tesisinde konverterlerin önemi tartışılmayacak kadar büyük olup, tesisin kalbi-ni oluşturan bu kısmın basit ve şematik gösterimi Şekil 1 ve Şekil 2 de gösterilmektedir.

2

1. G!R!"

Bir demirçelik tesisinde konverterlerin önemi tartı"ılmayacak kadar büyük olup, tesisin kalbini

olu"turan bu kısmın basit ve "ematik gösterimi #ekil 1 ve #ekil 2 de gösterilmektedir.

"ekil – 1 –2 - Çeli#in Olu$umu

KONVERTER

Şekil 1: Çeliğin Oluşumu


2

1. G!R!"




KONVERTER


Burada da görüldüğü üzere öncesinde ve sonrasında, bir demir çelik tesisinin konverterlerinde oluşması muhtemel bir problem veya o süreci durdurabilecek konverter çevresindeki bir proble-min, proses sürecinde negatif etkisi kaçınılmazdır.

413


We have done in this study, the quality material of 70mm thick with a 200tone converter (BOF) P460NH perforation as a result of being exposed to the body of liquid steel, especially the thickness and the difficulty to obtain this quality in our country as soon as a material, pre-preparation of the before mounting part on the deformation body, adaptation part on the vessel guide, pre-heating and control of fast cooling,welding time and the problems in the meantime, non-destructive testing and the results of these tests are discussed. These results and the sharing of this work, this range of great crisis in our country to live in large facilities similar to the degree of overcoming the idea that light holder.

Key words: Integrated facility, sustainability, blast furnace, converter (BOF), P460NH, control of fast cooling down.

GİRİŞ1.

Bir demirçelik tesisinde konverterlerin önemi tartışılmayacak kadar büyük olup, tesisin kalbi-ni oluşturan bu kısmın basit ve şematik gösterimi Şekil 1 ve Şekil 2 de gösterilmektedir.

2

1. G!R!"




KONVERTER



2

1. G!R!"




KONVERTER


Burada da görüldüğü üzere öncesinde ve sonrasında, bir demir çelik tesisinin konverterlerinde oluşması muhtemel bir problem veya o süreci durdurabilecek konverter çevresindeki bir proble-min, proses sürecinde negatif etkisi kaçınılmazdır.

414


200 Tonluk Konverterlerin Teknik Özellikleri1.1.

Konverter ; 200 ton sıvı çelik şarj kapasitesine sahip olup, tahrik bağlantısı, birbirine lamel-lerin kaynaklı bağlantısı ile bağlı olan gövde ve ringin 2 adet rulmanla sağlanmaktadır. (Şekil-3) Konverter gövdesinin malzemesi P460NH olup gövde kalınlığı homojen olarak 70mm dir. Gövde imalatı öncesinde tüm malzemelerin laminasyon kontrolü yapılmış, imalat sonrasında da tüm kaynakların kaynak sonrası tahribatsız muayenesi (%100 UT, MT ve PT) yapılmış ve raporlan-mıştır. Konverter içinde 600ton tuğla bulunmakta olup, konverterin ortalama 4000 dökümündeki kampanyasında değişmektedir.

3

Burada da görüldü!ü üzere öncesinde ve sonrasında, bir demir çelik tesisinin konverterlerinde olu"ması

muhtemel bir problem veya o süreci durdurabilecek konverter çevresindeki bir problemin, proses sürecinde

negatif etkisi kaçınılmazdır. 1.1. 200 Tonluk Konverterlerin Teknik Özellikleri

Konverter ; 200 ton sıvı çelik "arj kapasitesine sahip olup, tahrik ba!lantısı, birbirine lamellerin

kaynaklı ba!lantısı ile ba!lı olan gövde ve ringin 2 adet rulmanla sa!lanmaktadır. (#ekil-3) Konverter

gövdesinin malzemesi P460NH olup gövde kalınlı!ı homojen olarak 70mm dir. Gövde imalatı öncesinde

tüm malzemelerin laminasyon kontrolü yapılmı", imalat sonrasında da tüm kaynakların kaynak sonrası

tahribatsız muayenesi (%100 UT, MT ve PT) yapılmı" ve raporlanmı"tır. Konverter içinde 600ton tu!la

bulunmakta olup, konverterin ortalama 4000 dökümündeki kampanyasında de!i"mektedir.

"ekil 3 - 200 Tonluk Konverter 2. 200 TONLUK KONVERTER!N DEL!NMES!

22.08.2009 tarihinde saat 13:00 civarında konverterden döküm alımı esnasında, i"letme birimlerinin

uyarısı üzerine, yapılan kontrolde, konverter tahrik tarafı kar"ısında rulman altı lamelden sıvı çelik akıntısı

gözlemlenmi"tir. $"letme tarafından döküm tamamlanmı" ve gövdenin yakından incelenebilmesi amaçlı

fanlar yardımı ile gövde so!utulmu", daha sonra tespit edilen noktada yapılan inceleme sonucunda yakla"ık

1000x1200 mm ölçülerinde lamel ve gövde üzerinde sıvı çelik eritmesi sebepli delik tespit edilmi"tir. Burada akla gelen ilk konu, arkasında 3 yüksek fırın ile günlük yakla"ık 10.000ton sıvı çelik üreten bir

tesisin konverterlerinden 1 tanesinin yatırım kapsamında olması sebebi ile çalı"madı!ı ve kalan 2

konverterden 1 tanesinin de gövde deli!i sebebi ile durması ile ortaya çıkacak büyük çaplı bir krizdir.

2.1. Tadilat Yönteminin Kararının Verilmesi ve Prosedür Hazırlı#ı

$"letme, bakım birimleri ve süpervizörlerle yapılan toplantılar sonucunda, öncelikli üretim temposunun

dü"ürülmesi, fırınların a!ırla"tırılması ve konverterin derhal kampanya duru"una alınmasına karar

verilmi"tir. Bununla birlikte tadilat süresi incelendi!inde delinen lamelin yede!inin olması ancak gövde

için herhangi bir tamir yama malzemesi olmadı!ı ortaya çıkmı"tır. Yapılan ara"tırmada P460NH kalite

Şekil 3 - 200 Tonluk Konverter

200 TONLUK KONVERTERİN DELİNMESİ2.

22.08.2009 tarihinde saat 13:00 civarında konverterden döküm alımı esnasında, işletme birim-lerinin uyarısı üzerine, yapılan kontrolde, konverter tahrik tarafı karşısında rulman altı lamelden sıvı çelik akıntısı gözlemlenmiştir. İşletme tarafından döküm tamamlanmış ve gövdenin yakından incelenebilmesi amaçlı fanlar yardımı ile gövde soğutulmuş, daha sonra tespit edilen noktada ya-pılan inceleme sonucunda yaklaşık 1000x1200 mm ölçülerinde lamel ve gövde üzerinde sıvı çelik eritmesi sebepli delik tespit edilmiştir. Burada akla gelen ilk konu, arkasında 3 yüksek fırın ile günlük yaklaşık 10.000ton sıvı çelik üreten bir tesisin konverterlerinden 1 tanesinin yatırım kap-samında olması sebebi ile çalışmadığı ve kalan 2 konverterden 1 tanesinin de gövde deliği sebebi ile durması ile ortaya çıkacak büyük çaplı bir krizdir.

Tadilat Yönteminin Kararının Verilmesi ve Prosedür Hazırlığı2.1.

İşletme, bakım birimleri ve süpervizörlerle yapılan toplantılar sonucunda, öncelikli üretim temposunun düşürülmesi, fırınların ağırlaştırılması ve konverterin derhal kampanya duruşuna


alınmasına karar verilmiştir. Bununla birlikte tadilat süresi incelendiğinde delinen lamelin yedeği-nin olması ancak gövde için herhangi bir tamir yama malzemesi olmadığı ortaya çıkmıştır. Yapılan araştırmada P460NH kalite 70mm kalınlığında 1500x1500mm kaba ölçülerinde bir malzemenin en erken 5 günde fabrikaya ulaşabileceği bilgisine ulaşılmıştır. Bu uzun sürenin, içinde bulunulan krizde kabul edilemez bir süre olması sebebi ile yatırım kapsamında bulunan ve henüz montajı yapılmayan sağlam konverter gövdesinden deforme olan bu dilimin çıkarılması ile süreci hızlan-dırma kararı verilmiştir. Bu yol haritasına göre cpm, demontaj, montaj ve kaynak prosedürleri hazırlanmış ve onaylanmıştır.

Tadilat Süreci (Demontaj, Markalama, Montaj, Kaynak Hazırlığı ve Kaynak Süreci)2.2.

Belirlenen demontaj ve montaj prosedürlerine göre organize edilen ekipler 3 vardiya 24 saat çalışma sistemine göre, eş zamanlı olarak işe başlamışlardır. 1 ekip hasarlanmış olan konverterin lamel ve yaralı gövdenin demontajını yaparken 1 ekip de Şekil 4 de görüldüğü üzere parça çıkarı-lacak olan konverterin markalamasını ve oksijenle kesim işlemini gerçekleştirmişlerdir.

4

70mm kalınlı!ında 1500x1500mm kaba ölçülerinde bir malzemenin en erken 5 günde fabrikaya

ula"abilece!i bilgisine ula"ılmı"tır. Bu uzun sürenin, içinde bulunulan krizde kabul edilemez bir süre olması

sebebi ile yatırım kapsamında bulunan ve henüz montajı yapılmayan sa!lam konverter gövdesinden

deforme olan bu dilimin çıkarılması ile süreci hızlandırma kararı verilmi"tir. Bu yol haritasına göre cpm,

demontaj, montaj ve kaynak prosedürleri hazırlanmı" ve onaylanmı"tır.

2.2. Tadilat Süreci (Demontaj, Markalama, Montaj, Kaynak Hazırlı#ı ve Kaynak Süreci)

Belirlenen demontaj ve montaj prosedürlerine göre organize edilen ekipler 3 vardiya 24 saat çalı"ma

sistemine göre, e" zamanlı olarak i"e ba"lamı"lardır. 1 ekip hasarlanmı" olan konverterin lamel ve yaralı

gövdenin demontajını yaparken 1 ekip de #ekil 4 de görüldü!ü üzere parça çıkarılacak olan konverterin

markalamasını ve oksijenle kesim i"lemini gerçekle"tirmi"lerdir.

"ekil 4 - 200 Tonluk Konverterin Kesim için Markalanması Markalama i"lemi esnasında hazırlanan bir "ablon ve kesim i"lemi esnasında da otomatik oksijenle

kesme makineleri kullanılmı"tır. Çıkarılan yama parçası, kaynak a!zı i"lemleri için atelyeye

getirilmi" ve tezgahta projeye göre verilen 30° kaynak a!zı açılmı"tır (#ekil 5).

"ekil 5 – Yama Parçası Alın Kayna#ı için 30° Kaynak A#zı

Şekil 4 - 200 Tonluk Konverterin Kesim için Markalanması

Markalama işlemi esnasında hazırlanan bir şablon ve kesim işlemi esnasında da otomatik ok-sijenle kesme makineleri kullanılmıştır. Çıkarılan yama parçası, kaynak ağzı işlemleri için atelyeye getirilmiş ve tezgahta projeye göre verilen 30° kaynak ağzı açılmıştır (Şekil 5).

415


200 Tonluk Konverterlerin Teknik Özellikleri1.1.

Konverter ; 200 ton sıvı çelik şarj kapasitesine sahip olup, tahrik bağlantısı, birbirine lamel-lerin kaynaklı bağlantısı ile bağlı olan gövde ve ringin 2 adet rulmanla sağlanmaktadır. (Şekil-3) Konverter gövdesinin malzemesi P460NH olup gövde kalınlığı homojen olarak 70mm dir. Gövde imalatı öncesinde tüm malzemelerin laminasyon kontrolü yapılmış, imalat sonrasında da tüm kaynakların kaynak sonrası tahribatsız muayenesi (%100 UT, MT ve PT) yapılmış ve raporlan-mıştır. Konverter içinde 600ton tuğla bulunmakta olup, konverterin ortalama 4000 dökümündeki kampanyasında değişmektedir.

3

Burada da görüldü!ü üzere öncesinde ve sonrasında, bir demir çelik tesisinin konverterlerinde olu"ması

muhtemel bir problem veya o süreci durdurabilecek konverter çevresindeki bir problemin, proses sürecinde

negatif etkisi kaçınılmazdır. 1.1. 200 Tonluk Konverterlerin Teknik Özellikleri

Konverter ; 200 ton sıvı çelik "arj kapasitesine sahip olup, tahrik ba!lantısı, birbirine lamellerin

kaynaklı ba!lantısı ile ba!lı olan gövde ve ringin 2 adet rulmanla sa!lanmaktadır. (#ekil-3) Konverter

gövdesinin malzemesi P460NH olup gövde kalınlı!ı homojen olarak 70mm dir. Gövde imalatı öncesinde

tüm malzemelerin laminasyon kontrolü yapılmı", imalat sonrasında da tüm kaynakların kaynak sonrası

tahribatsız muayenesi (%100 UT, MT ve PT) yapılmı" ve raporlanmı"tır. Konverter içinde 600ton tu!la

bulunmakta olup, konverterin ortalama 4000 dökümündeki kampanyasında de!i"mektedir.

"ekil 3 - 200 Tonluk Konverter 2. 200 TONLUK KONVERTER!N DEL!NMES!

22.08.2009 tarihinde saat 13:00 civarında konverterden döküm alımı esnasında, i"letme birimlerinin

uyarısı üzerine, yapılan kontrolde, konverter tahrik tarafı kar"ısında rulman altı lamelden sıvı çelik akıntısı

gözlemlenmi"tir. $"letme tarafından döküm tamamlanmı" ve gövdenin yakından incelenebilmesi amaçlı

fanlar yardımı ile gövde so!utulmu", daha sonra tespit edilen noktada yapılan inceleme sonucunda yakla"ık

1000x1200 mm ölçülerinde lamel ve gövde üzerinde sıvı çelik eritmesi sebepli delik tespit edilmi"tir. Burada akla gelen ilk konu, arkasında 3 yüksek fırın ile günlük yakla"ık 10.000ton sıvı çelik üreten bir

tesisin konverterlerinden 1 tanesinin yatırım kapsamında olması sebebi ile çalı"madı!ı ve kalan 2

konverterden 1 tanesinin de gövde deli!i sebebi ile durması ile ortaya çıkacak büyük çaplı bir krizdir.

2.1. Tadilat Yönteminin Kararının Verilmesi ve Prosedür Hazırlı#ı

$"letme, bakım birimleri ve süpervizörlerle yapılan toplantılar sonucunda, öncelikli üretim temposunun

dü"ürülmesi, fırınların a!ırla"tırılması ve konverterin derhal kampanya duru"una alınmasına karar

verilmi"tir. Bununla birlikte tadilat süresi incelendi!inde delinen lamelin yede!inin olması ancak gövde

için herhangi bir tamir yama malzemesi olmadı!ı ortaya çıkmı"tır. Yapılan ara"tırmada P460NH kalite

Şekil 3 - 200 Tonluk Konverter

200 TONLUK KONVERTERİN DELİNMESİ2.

22.08.2009 tarihinde saat 13:00 civarında konverterden döküm alımı esnasında, işletme birim-lerinin uyarısı üzerine, yapılan kontrolde, konverter tahrik tarafı karşısında rulman altı lamelden sıvı çelik akıntısı gözlemlenmiştir. İşletme tarafından döküm tamamlanmış ve gövdenin yakından incelenebilmesi amaçlı fanlar yardımı ile gövde soğutulmuş, daha sonra tespit edilen noktada ya-pılan inceleme sonucunda yaklaşık 1000x1200 mm ölçülerinde lamel ve gövde üzerinde sıvı çelik eritmesi sebepli delik tespit edilmiştir. Burada akla gelen ilk konu, arkasında 3 yüksek fırın ile günlük yaklaşık 10.000ton sıvı çelik üreten bir tesisin konverterlerinden 1 tanesinin yatırım kap-samında olması sebebi ile çalışmadığı ve kalan 2 konverterden 1 tanesinin de gövde deliği sebebi ile durması ile ortaya çıkacak büyük çaplı bir krizdir.

Tadilat Yönteminin Kararının Verilmesi ve Prosedür Hazırlığı2.1.

İşletme, bakım birimleri ve süpervizörlerle yapılan toplantılar sonucunda, öncelikli üretim temposunun düşürülmesi, fırınların ağırlaştırılması ve konverterin derhal kampanya duruşuna


alınmasına karar verilmiştir. Bununla birlikte tadilat süresi incelendiğinde delinen lamelin yedeği-nin olması ancak gövde için herhangi bir tamir yama malzemesi olmadığı ortaya çıkmıştır. Yapılan araştırmada P460NH kalite 70mm kalınlığında 1500x1500mm kaba ölçülerinde bir malzemenin en erken 5 günde fabrikaya ulaşabileceği bilgisine ulaşılmıştır. Bu uzun sürenin, içinde bulunulan krizde kabul edilemez bir süre olması sebebi ile yatırım kapsamında bulunan ve henüz montajı yapılmayan sağlam konverter gövdesinden deforme olan bu dilimin çıkarılması ile süreci hızlan-dırma kararı verilmiştir. Bu yol haritasına göre cpm, demontaj, montaj ve kaynak prosedürleri hazırlanmış ve onaylanmıştır.

Tadilat Süreci (Demontaj, Markalama, Montaj, Kaynak Hazırlığı ve Kaynak Süreci)2.2.

Belirlenen demontaj ve montaj prosedürlerine göre organize edilen ekipler 3 vardiya 24 saat çalışma sistemine göre, eş zamanlı olarak işe başlamışlardır. 1 ekip hasarlanmış olan konverterin lamel ve yaralı gövdenin demontajını yaparken 1 ekip de Şekil 4 de görüldüğü üzere parça çıkarı-lacak olan konverterin markalamasını ve oksijenle kesim işlemini gerçekleştirmişlerdir.

4















Şekil 4 - 200 Tonluk Konverterin Kesim için Markalanması

Markalama işlemi esnasında hazırlanan bir şablon ve kesim işlemi esnasında da otomatik ok-sijenle kesme makineleri kullanılmıştır. Çıkarılan yama parçası, kaynak ağzı işlemleri için atelyeye getirilmiş ve tezgahta projeye göre verilen 30° kaynak ağzı açılmıştır (Şekil 5).

416


4















Şekil 5 – Yama Parçası Alın Kaynağı için 30° Kaynak Ağzı

Hazırlıkların tamamlanması ile montaj aşamasına geçilmiş, şablonun da yardımı ile hazırla-nan parçanın gövdeye adaptasyonu yapılmıştır (Şekil 6).

5

Hazırlıkların tamamlanması ile montaj a"amasına geçilmi", "ablonun da yardımı ile hazırlanan

parçanın gövdeye adaptasyonu yapılmı"tır (#ekil 6).

"ekil 6 – Yama Parçası Montaj Yapılmı$ Hali 3. GÖVDE KAYNAK SÜREC! Malzemenin montajı yapıldıktan sonra hazırlanmı" olan WPS gere!i (#ekil7) malzeme 2.basamak ön tav

sıcaklı!ına ula"mı"tır. Ancak malzeme her ne kadar kaynaklanabilirli!i iyi bir malzeme olsa da, 70mm

kalınlı!a sahip olması ve ortamdaki hava sirkülasyonunun fazla olması sebeplerinden ötürü, kaynak

tamamlanana kadar bu sıcaklı!ın altına dü"meyecek "ekilde önlem alınması gereklili!i do!mu"tur. Bu

sebeple malzemeyi so!utmayacak sürekli ısı kaynakları imal edilerek kaynakçıların çalı"ma yönünün ters

tarafına konumlandırılmı", böylelikle kaynak bölgesinin sıcaklı!ını korunmu"tur. (#ekil 8) Kaynak planına

göre olu"ması muhtemel distorsiyonların önüne geçebilmek için 2 kaynakçı birbirleri ile çapraz bir biçimde

kayna!a ba"lamı"lardır (#ekil 8). Kaynak bölgesine getirilen 2 adet elektrod kurutma fırını ve termoslarla

nemli elektrodlardan kaynaklanabilcek hidrojen problemlerinin de önüne geçilmi"tir.

"ekil 8 – Kaynak Süresince Malzeme Sıcaklı#ının Korunması

Şekil 6 – Yama Parçası Montaj Yapılmış Hali

GÖVDE KAYNAK SÜRECİ3.

Malzemenin montajı yapıldıktan sonra hazırlanmış olan WPS gereği (Şekil7) malzeme 2.basamak ön tav sıcaklığına ulaşmıştır. Ancak malzeme her ne kadar kaynaklanabilirliği iyi bir


malzeme olsa da, 70mm kalınlığa sahip olması ve ortamdaki hava sirkülasyonunun fazla olması sebeplerinden ötürü, kaynak tamamlanana kadar bu sıcaklığın altına düşmeyecek şekilde önlem alınması gerekliliği doğmuştur. Bu sebeple malzemeyi soğutmayacak sürekli ısı kaynakları imal edilerek kaynakçıların çalışma yönünün ters tarafına konumlandırılmış, böylelikle kaynak bölge-sinin sıcaklığını korunmuştur. (Şekil 8) Kaynak planına göre oluşması muhtemel distorsiyonların önüne geçebilmek için 2 kaynakçı birbirleri ile çapraz bir biçimde kaynağa başlamışlardır (Şekil 8). Kaynak bölgesine getirilen 2 adet elektrod kurutma fırını ve termoslarla nemli elektrodlardan kaynaklanabilcek hidrojen problemlerinin de önüne geçilmiştir.

5













Şekil 8 – Kaynak Süresince Malzeme Sıcaklığının Korunması

417


4















Şekil 5 – Yama Parçası Alın Kaynağı için 30° Kaynak Ağzı

Hazırlıkların tamamlanması ile montaj aşamasına geçilmiş, şablonun da yardımı ile hazırla-nan parçanın gövdeye adaptasyonu yapılmıştır (Şekil 6).

5













Şekil 6 – Yama Parçası Montaj Yapılmış Hali

GÖVDE KAYNAK SÜRECİ3.

Malzemenin montajı yapıldıktan sonra hazırlanmış olan WPS gereği (Şekil7) malzeme 2.basamak ön tav sıcaklığına ulaşmıştır. Ancak malzeme her ne kadar kaynaklanabilirliği iyi bir


malzeme olsa da, 70mm kalınlığa sahip olması ve ortamdaki hava sirkülasyonunun fazla olması sebeplerinden ötürü, kaynak tamamlanana kadar bu sıcaklığın altına düşmeyecek şekilde önlem alınması gerekliliği doğmuştur. Bu sebeple malzemeyi soğutmayacak sürekli ısı kaynakları imal edilerek kaynakçıların çalışma yönünün ters tarafına konumlandırılmış, böylelikle kaynak bölge-sinin sıcaklığını korunmuştur. (Şekil 8) Kaynak planına göre oluşması muhtemel distorsiyonların önüne geçebilmek için 2 kaynakçı birbirleri ile çapraz bir biçimde kaynağa başlamışlardır (Şekil 8). Kaynak bölgesine getirilen 2 adet elektrod kurutma fırını ve termoslarla nemli elektrodlardan kaynaklanabilcek hidrojen problemlerinin de önüne geçilmiştir.

5













Şekil 8 – Kaynak Süresince Malzeme Sıcaklığının Korunması

418


6

WPS No: 2009 / 05

REV. :

PAGE: 1 / 1

Location : !SDEM!R Examiner or Test body : !SDEM!RYer : Sınavı yapan ki!i veya kurulu! :WPQR No : 2005 / 06 Method of Prep. and Cleaning: OKS!-GAZ KESME, FLEX TA"

PQR no : Hazırlık ve temizleme metodu :Manufacturer : !SDEM!R A.". Parent Material Specification : P460NH - DIN EN 10028-3

"malatçı : Ana malzeme tanımı :Welder's Name : MEHMET KOÇ Material Thickness (mm) : 70

Kaynakçı adı : Malzeme kalınlı#ı :Welding Process : E 111 Outside diameter (mm) : -

Kaynak yöntemi : Boru dı! çapı :Joint Type : X & 1/2 K Welding Position : PF

Birle!time tipi : Kaynak pozisyonu :WELD PREPARATION DETAILS

WELDING DETAILS

Layer

Katman

Kök Katman

Ara Katman

Kep Katman

Kar#ı Katman

Filler Metal Classification : TS 563 EN 499 / E 46 4 B 32 H10 Preheat Temperature : 180 0CDolgu malzemesi sınıfı : Ön tav sıcaklı#ı :

Trade name : AS B-204 Interpass Temperature : 300 0CTicari ismi : Pasolar arası sıcaklık :

Special Baking or Drying : 250 0C, 2-3 SAAT Post-Weld Heat Treatment : !zoblanket ile Yava# So$uma

Kurutma için özel talimatlar: Kaynak sonrası ısıl i!lem :Flux / Toz : - Time,Temperature,Method : -

Trade name : - Zaman,Sıcaklık,Metot :Ticari ismi : Heating and Cooling Rates : -

Gas / Gaz : Shielding : - Isıtma ve so#utma zamanı :Koruyucu gaz: Weaving : -

Backing : - Salınım :Kök koruma : Amplitude,frequency,dwell time : -

Gas Flow Rate; - Geni!li#i,sıklı#ı,durma süresi :Gaz debisi; Pulse welding details : -

Tungsten Electrode Type/Size : - Darbeli kaynak detayları :Tungsten elektrot Tipi/Çapı : Stand off distance : -

Details of Back Gouging/Backing : KARBON ARK, SP!RAL TA" Kontak meme mesafesi :Kök temizleme detayı /Altlık : Torch angle : -

Other / Di!er : - Torç açısı :

PREPARED BY CHECKED BY APPROVED BY

Name : Güney AKIN Name : Güney AKIN Name : Güney AKIN

Signature : Signature : Signature :

Date : 20.08.2009 Date : 20.08.2009 Date : 20.08.2009

-

-

72

72

72

VARIABLE

VARIABLE

240

240

--72

190 VARIABLE -

3,25 140 DC + VARIABLE

Voltage

Volt(V)

Process

Yöntem

111

WELDING PROCEDURESPEC I F I CAT ION

(EN 288.3:1992:A1+1997)

Wire Feed

111

Filler M etal

Tel çapı

(mm)

5,00

4,00

111

Heat

input

Is ı girdis i

(Kj/mm)

Kaynak hız ı

(cm/min)

Amper

(A)

DC + -

Speed

Tel sürme hız ı

(mm/min)

Polarity

Kutuplama

DC + -

-DC +111 5,00

JOINT DESIGN WELDING SEQUENCES

Size of

Current

Travel

Speed

1

2

3 4

5 6

8

7

10

1211

9

1413

1517

16

"ekil 7 – WPS Şekil 7 – WPS


7

A1

B1A2

B2

A3

B3

"ekil 9 – Muhtemel Distorsiyona Kar$ı Kaynak Yönü

Kaynak süreci ba"ladı!ında, ön tav i"lemi için dijital pirometre yardımı ile ölçüm alınmı"tır. 200°C ye ula"ıldı!ında konverter içinden çapraz "ekilde kayna!a ba"lanmı" bu esnada

kaynakçıların çalı"madı!ı dı" taraftanda ısı kaynakları, malzemenin hava sirkülasyonu sebebi ile

so!umasına engel olmu"tur. Buna ra!men kaynakçıların hız farkı sebebi ile iç taraftan atılan kök

pasoda lokal çatlaklar tespit edilmi", arcair ile temizlenerek daha sonra kaynakçı hızları

e"itlendi!inde bu problem ortadan kalkmı"tır. Kaynakçılara, yapılacak kayna!ın direk olarak

fabrikanın üretimine etki edece!i konusunda bilgi verilmesi sebebi ile, ortalama 150-200°C

sıcaklı!a sahip malzeme üzerinde kaynak yapmalarına ra!men, 6 kaynakçı ile 12 saatlik vardiya

boyunca kayna!a hiç ara verilmemi"tir. Konverter içi kayna!ı tamamlandı!ında olu"an çentikleri

ta"lanmı" ve dı" taraf arc air ile temizlenerek kök kayna!ının penetrant testi yapılabilmesi için

malzemenin kontrollü bir "ekilde 55°C nin altına so!umasına izin verilmi"tir. Penetrant testinin

tamamlanmasının ardından malzeme tekrar kontrollü bir "ekilde tavlanmı" ve dı" kayna!ı da

tamamlanmı"tır. Yapılan ultrasonik kaynak kontrolleri sonuçlarında bir süreksizli!e rastlanmamı", ve olu"ması muhtemel problemlere kar"ı görülen çentikler ta"lanmı"tır. 3.1. Lamel Montajı ve Kaynak Süreci Gövde kayna!ının tamamlanması ile hızlanan tamir süreci, konverterin tahrik ile ba!lantısının

sa!landı!ı ve yenisi ile de!i"tirilen ring üzeri lamelin montajı ile "ekil de!i"tirmi"tir. Çünkü

üretim kaybı devam etmekte olup, i"letme baskısı duru" üzerindeki etkisini hissettirmeye

ba"lamı"tır. Bununla birlikte konverter içinin tu!lasını örecek Refrakter ekibinin de e" zamanlı

çalı"abilmesi için ba" a"a!ı duran konverterin 180 derece dönmesi ve asansör montajına

ba"lanması gerekmi"tir. Ancak ring ile ba!lantıyı sa!layan lamellerden biri kaynaksız durumda

iken böyle bir dinamik yüklemeye maruz kalmak çok ciddi problemleri ortaya çıkarması endi"esi

ile süpervizörlerle yapılan toplantılardan kaynakların en az 2/3 ünün tamamlanması "artı ile

konverterin çevrilebilmesi kararı verilmi"tir. Gövdedeki kaynak sürecinin ve temposunun tekrar

yakalanması ve sa!lıklı bir "ekilde konverterin dönmesi ile artık tamir süreci tamamlanma

a"amasına gelmi"tir. Kalan kaynakların tahribatsız muayeneleri ve raporlanması ile temizlik

i"lemleri de sona ermi" ve konverter üretime geçmi"tir. Tüm bu süreç a"a!ıdaki 2 tabloda (tablo1-

tablo2) çok daha ayrıntılı bir "ekilde ifade edilmi"tir.

Şekil 9 – Muhtemel Distorsiyona Karşı Kaynak Yönü

Kaynak süreci başladığında, ön tav işlemi için dijital pirometre yardımı ile ölçüm alınmıştır. 200°C ye ulaşıldığında konverter içinden çapraz şekilde kaynağa başlanmış bu esnada kaynakçı-ların çalışmadığı dış taraftanda ısı kaynakları, malzemenin hava sirkülasyonu sebebi ile soğuma-sına engel olmuştur. Buna rağmen kaynakçıların hız farkı sebebi ile iç taraftan atılan kök pasoda lokal çatlaklar tespit edilmiş, arcair ile temizlenerek daha sonra kaynakçı hızları eşitlendiğinde bu problem ortadan kalkmıştır. Kaynakçılara, yapılacak kaynağın direk olarak fabrikanın üretimine etki edeceği konusunda bilgi verilmesi sebebi ile, ortalama 150-200°C sıcaklığa sahip malzeme üzerinde kaynak yapmalarına rağmen, 6 kaynakçı ile 12 saatlik vardiya boyunca kaynağa hiç ara verilmemiştir. Konverter içi kaynağı tamamlandığında oluşan çentikleri taşlanmış ve dış taraf arc air ile temizlenerek kök kaynağının penetrant testi yapılabilmesi için malzemenin kontrollü bir şekilde 55°C nin altına soğumasına izin verilmiştir. Penetrant testinin tamamlanmasının ardın-dan malzeme tekrar kontrollü bir şekilde tavlanmış ve dış kaynağı da tamamlanmıştır. Yapılan ultrasonik kaynak kontrolleri sonuçlarında bir süreksizliğe rastlanmamış, ve oluşması muhtemel problemlere karşı görülen çentikler taşlanmıştır.

Lamel Montajı ve Kaynak Süreci3.1.

Gövde kaynağının tamamlanması ile hızlanan tamir süreci, konverterin tahrik ile bağlantısı-nın sağlandığı ve yenisi ile değiştirilen ring üzeri lamelin montajı ile şekil değiştirmiştir. Çünkü üretim kaybı devam etmekte olup, işletme baskısı duruş üzerindeki etkisini hissettirmeye başla-mıştır. Bununla birlikte konverter içinin tuğlasını örecek Refrakter ekibinin de eş zamanlı çalı-şabilmesi için baş aşağı duran konverterin 180 derece dönmesi ve asansör montajına başlanması gerekmiştir. Ancak ring ile bağlantıyı sağlayan lamellerden biri kaynaksız durumda iken böyle bir dinamik yüklemeye maruz kalmak çok ciddi problemleri ortaya çıkarması endişesi ile süper-vizörlerle yapılan toplantılardan kaynakların en az 2/3 ünün tamamlanması şartı ile konverterin çevrilebilmesi kararı verilmiştir. Gövdedeki kaynak sürecinin ve temposunun tekrar yakalanması ve sağlıklı bir şekilde konverterin dönmesi ile artık tamir süreci tamamlanma aşamasına gelmiştir. Kalan kaynakların tahribatsız muayeneleri ve raporlanması ile temizlik işlemleri de sona ermiş ve konverter üretime geçmiştir. Tüm bu süreç aşağıdaki 2 tabloda (tablo1-tablo2) çok daha ayrıntılı bir şekilde ifade edilmiştir.

419


6

WPS No: 2009 / 05

REV. :

PAGE: 1 / 1

Location : !SDEM!R Examiner or Test body : !SDEM!RYer : Sınavı yapan ki!i veya kurulu! :WPQR No : 2005 / 06 Method of Prep. and Cleaning: OKS!-GAZ KESME, FLEX TA"

PQR no : Hazırlık ve temizleme metodu :Manufacturer : !SDEM!R A.". Parent Material Specification : P460NH - DIN EN 10028-3

"malatçı : Ana malzeme tanımı :Welder's Name : MEHMET KOÇ Material Thickness (mm) : 70

Kaynakçı adı : Malzeme kalınlı#ı :Welding Process : E 111 Outside diameter (mm) : -

Kaynak yöntemi : Boru dı! çapı :Joint Type : X & 1/2 K Welding Position : PF

Birle!time tipi : Kaynak pozisyonu :WELD PREPARATION DETAILS

WELDING DETAILS

Layer

Katman

Kök Katman

Ara Katman

Kep Katman

Kar#ı Katman

Filler Metal Classification : TS 563 EN 499 / E 46 4 B 32 H10 Preheat Temperature : 180 0CDolgu malzemesi sınıfı : Ön tav sıcaklı#ı :

Trade name : AS B-204 Interpass Temperature : 300 0CTicari ismi : Pasolar arası sıcaklık :

Special Baking or Drying : 250 0C, 2-3 SAAT Post-Weld Heat Treatment : !zoblanket ile Yava# So$uma

Kurutma için özel talimatlar: Kaynak sonrası ısıl i!lem :Flux / Toz : - Time,Temperature,Method : -

Trade name : - Zaman,Sıcaklık,Metot :Ticari ismi : Heating and Cooling Rates : -

Gas / Gaz : Shielding : - Isıtma ve so#utma zamanı :Koruyucu gaz: Weaving : -

Backing : - Salınım :Kök koruma : Amplitude,frequency,dwell time : -

Gas Flow Rate; - Geni!li#i,sıklı#ı,durma süresi :Gaz debisi; Pulse welding details : -

Tungsten Electrode Type/Size : - Darbeli kaynak detayları :Tungsten elektrot Tipi/Çapı : Stand off distance : -

Details of Back Gouging/Backing : KARBON ARK, SP!RAL TA" Kontak meme mesafesi :Kök temizleme detayı /Altlık : Torch angle : -

Other / Di!er : - Torç açısı :

PREPARED BY CHECKED BY APPROVED BY

Name : Güney AKIN Name : Güney AKIN Name : Güney AKIN

Signature : Signature : Signature :

Date : 20.08.2009 Date : 20.08.2009 Date : 20.08.2009

-

-

72

72

72

VARIABLE

VARIABLE

240

240

--72

190 VARIABLE -

3,25 140 DC + VARIABLE

Voltage

Volt(V)

Process

Yöntem

111

WELDING PROCEDURESPEC I F I CAT ION

(EN 288.3:1992:A1+1997)

Wire Feed

111

Filler M etal

Tel çapı

(mm)

5,00

4,00

111

Heat

input

Is ı girdis i

(Kj/mm)

Kaynak hız ı

(cm/min)

Amper

(A)

DC + -

Speed

Tel sürme hız ı

(mm/min)

Polarity

Kutuplama

DC + -

-DC +111 5,00

JOINT DESIGN WELDING SEQUENCES

Size of

Current

Travel

Speed

1

2

3 4

5 6

8

7

10

1211

9

1413

1517

16

"ekil 7 – WPS Şekil 7 – WPS


7

A1

B1A2

B2

A3

B3

"ekil 9 – Muhtemel Distorsiyona Kar$ı Kaynak Yönü

Kaynak süreci ba"ladı!ında, ön tav i"lemi için dijital pirometre yardımı ile ölçüm alınmı"tır. 200°C ye ula"ıldı!ında konverter içinden çapraz "ekilde kayna!a ba"lanmı" bu esnada

kaynakçıların çalı"madı!ı dı" taraftanda ısı kaynakları, malzemenin hava sirkülasyonu sebebi ile

so!umasına engel olmu"tur. Buna ra!men kaynakçıların hız farkı sebebi ile iç taraftan atılan kök

pasoda lokal çatlaklar tespit edilmi", arcair ile temizlenerek daha sonra kaynakçı hızları

e"itlendi!inde bu problem ortadan kalkmı"tır. Kaynakçılara, yapılacak kayna!ın direk olarak

fabrikanın üretimine etki edece!i konusunda bilgi verilmesi sebebi ile, ortalama 150-200°C

sıcaklı!a sahip malzeme üzerinde kaynak yapmalarına ra!men, 6 kaynakçı ile 12 saatlik vardiya

boyunca kayna!a hiç ara verilmemi"tir. Konverter içi kayna!ı tamamlandı!ında olu"an çentikleri

ta"lanmı" ve dı" taraf arc air ile temizlenerek kök kayna!ının penetrant testi yapılabilmesi için

malzemenin kontrollü bir "ekilde 55°C nin altına so!umasına izin verilmi"tir. Penetrant testinin

tamamlanmasının ardından malzeme tekrar kontrollü bir "ekilde tavlanmı" ve dı" kayna!ı da

tamamlanmı"tır. Yapılan ultrasonik kaynak kontrolleri sonuçlarında bir süreksizli!e rastlanmamı", ve olu"ması muhtemel problemlere kar"ı görülen çentikler ta"lanmı"tır. 3.1. Lamel Montajı ve Kaynak Süreci Gövde kayna!ının tamamlanması ile hızlanan tamir süreci, konverterin tahrik ile ba!lantısının

sa!landı!ı ve yenisi ile de!i"tirilen ring üzeri lamelin montajı ile "ekil de!i"tirmi"tir. Çünkü

üretim kaybı devam etmekte olup, i"letme baskısı duru" üzerindeki etkisini hissettirmeye

ba"lamı"tır. Bununla birlikte konverter içinin tu!lasını örecek Refrakter ekibinin de e" zamanlı

çalı"abilmesi için ba" a"a!ı duran konverterin 180 derece dönmesi ve asansör montajına

ba"lanması gerekmi"tir. Ancak ring ile ba!lantıyı sa!layan lamellerden biri kaynaksız durumda

iken böyle bir dinamik yüklemeye maruz kalmak çok ciddi problemleri ortaya çıkarması endi"esi

ile süpervizörlerle yapılan toplantılardan kaynakların en az 2/3 ünün tamamlanması "artı ile

konverterin çevrilebilmesi kararı verilmi"tir. Gövdedeki kaynak sürecinin ve temposunun tekrar

yakalanması ve sa!lıklı bir "ekilde konverterin dönmesi ile artık tamir süreci tamamlanma

a"amasına gelmi"tir. Kalan kaynakların tahribatsız muayeneleri ve raporlanması ile temizlik

i"lemleri de sona ermi" ve konverter üretime geçmi"tir. Tüm bu süreç a"a!ıdaki 2 tabloda (tablo1-

tablo2) çok daha ayrıntılı bir "ekilde ifade edilmi"tir.

Şekil 9 – Muhtemel Distorsiyona Karşı Kaynak Yönü

Kaynak süreci başladığında, ön tav işlemi için dijital pirometre yardımı ile ölçüm alınmıştır. 200°C ye ulaşıldığında konverter içinden çapraz şekilde kaynağa başlanmış bu esnada kaynakçı-ların çalışmadığı dış taraftanda ısı kaynakları, malzemenin hava sirkülasyonu sebebi ile soğuma-sına engel olmuştur. Buna rağmen kaynakçıların hız farkı sebebi ile iç taraftan atılan kök pasoda lokal çatlaklar tespit edilmiş, arcair ile temizlenerek daha sonra kaynakçı hızları eşitlendiğinde bu problem ortadan kalkmıştır. Kaynakçılara, yapılacak kaynağın direk olarak fabrikanın üretimine etki edeceği konusunda bilgi verilmesi sebebi ile, ortalama 150-200°C sıcaklığa sahip malzeme üzerinde kaynak yapmalarına rağmen, 6 kaynakçı ile 12 saatlik vardiya boyunca kaynağa hiç ara verilmemiştir. Konverter içi kaynağı tamamlandığında oluşan çentikleri taşlanmış ve dış taraf arc air ile temizlenerek kök kaynağının penetrant testi yapılabilmesi için malzemenin kontrollü bir şekilde 55°C nin altına soğumasına izin verilmiştir. Penetrant testinin tamamlanmasının ardın-dan malzeme tekrar kontrollü bir şekilde tavlanmış ve dış kaynağı da tamamlanmıştır. Yapılan ultrasonik kaynak kontrolleri sonuçlarında bir süreksizliğe rastlanmamış, ve oluşması muhtemel problemlere karşı görülen çentikler taşlanmıştır.

Lamel Montajı ve Kaynak Süreci3.1.

Gövde kaynağının tamamlanması ile hızlanan tamir süreci, konverterin tahrik ile bağlantısı-nın sağlandığı ve yenisi ile değiştirilen ring üzeri lamelin montajı ile şekil değiştirmiştir. Çünkü üretim kaybı devam etmekte olup, işletme baskısı duruş üzerindeki etkisini hissettirmeye başla-mıştır. Bununla birlikte konverter içinin tuğlasını örecek Refrakter ekibinin de eş zamanlı çalı-şabilmesi için baş aşağı duran konverterin 180 derece dönmesi ve asansör montajına başlanması gerekmiştir. Ancak ring ile bağlantıyı sağlayan lamellerden biri kaynaksız durumda iken böyle bir dinamik yüklemeye maruz kalmak çok ciddi problemleri ortaya çıkarması endişesi ile süper-vizörlerle yapılan toplantılardan kaynakların en az 2/3 ünün tamamlanması şartı ile konverterin çevrilebilmesi kararı verilmiştir. Gövdedeki kaynak sürecinin ve temposunun tekrar yakalanması ve sağlıklı bir şekilde konverterin dönmesi ile artık tamir süreci tamamlanma aşamasına gelmiştir. Kalan kaynakların tahribatsız muayeneleri ve raporlanması ile temizlik işlemleri de sona ermiş ve konverter üretime geçmiştir. Tüm bu süreç aşağıdaki 2 tabloda (tablo1-tablo2) çok daha ayrıntılı bir şekilde ifade edilmiştir.

420


TABLO-1- Konverter Gövde Yama ve Lamel Montaj + Kaynağı25.08.2009-31.08.2009

Sıra No Yapılan iş Başlama Bitiş Süre

(saat)

Toplam İşçilik (saat)

Açıklama

13. Konverter gövdesi

şablon yardımı ile markalandı ve kesildi

25.08.2009 16:30 26.08.2009 00:30 8,0 32,0ÇK (4

marka+montaj)

21.Konverter gövdesi

temizliği ve lamel demontajı yapıldı.

25.08.2009 08:30 26.08.2009 00:30 16,0 64,0Çelikhane Mek.

Bakım (4 şalomacı(2+2))

31.Konverter gövdesi aynı şablona göre markalandı

ve kesildi.26.08.2009 00:30 26.08.2009 08:30 8,0 32,0 ÇK (4 montaj)

4

1.Konverter gövdesi yama maniplasyonu, kaynak

ağzı açılıp taşlanması, ve yamanın askıya alınması

26.08.2009 08:30 26.08.2009 16:30 8,0 40,0 ÇK (5 saha montaj)

5 Yamanın konvertere montajı

26.08.2009 16:30 27.08.2009 02:30 10,0 40,0 ÇK (4 montaj)

6 Yamanın konvertere kaynağı

27.08.2009 02:30 27.08.2009 21:30 19,0 114,0Her vardiya

6 kaynakçı (2 Gemont)

7 Gaz toplamada gaz kaçağı 27.08.2009 21:30 28.08.2009 00:30 3,0 0,08 kot boşaltıldı,

kaynağa ara verildi.

8 Yamanın konvertere kaynağı (devam)

28.08.2009 00:30 29.08.2009 18:00 17,5 105,0Her vardiya


9 Yamanın kaynak kontrolü için hazırlığı ve UT testi

29.08.2009 00:30 29.08.2009 07:30 7,0 21,0 Kalite Met. Müd.

10Konverterin ağız aşağı

duruma dönmesi ve lamel montajı

29.08.2009 08:30 29.08.2009 17:30 9,0 45,0 ÇK (5 saha montaj)

11

Lamel-gövde-ring kaynağının konverterin çevrilebilmesi için 2/3 ünün tamamlanması

29.08.2009 16:30 30.08.2009 23:30 31,0 186,0Her vardiya


12

2/3 ü tamamlanan kaynakların %100 visual

ve %100 penetrant kontrollerinin yapılması

30.08.2009 23:30 31.08.2009 01:30 2,0 6,0 Kalite Met. Müd.

13Konverterin ağız yukarı

dönmesi ve kaynak platformu yapılması

31.08.2009 01:30 31.08.2009 08:30 7,0 28,0ÇK+Çelikhane

İşletme

14Kaynakların

tamamlanması, kontrol ve testlerin yapılması

31.08.2009 08:30 31.08.2009 00:30 16,0 64,0ÇK+Kalite Met.

Müd.

ÖZET 25.08.2009 16:30 31.08.2009 00:30 161,5 777,0Atelyeler+Çelik-

hane + Kalite Metalurji


T

ablo

2.1

.: K

onve

rtör

Göv

de Y

ama

ve L

amel

Mon

taj

+ K

ayn

ağı

- 25

.08.

2009

- 3

1.08

.200

9(K

onve

rter

Lam

el M

onta

j +

Kay

nak

İçi

n A

ğız

Aşa

ğı P

ozis

yon

da İ

ken

, Göv

de Y

anm

ası

İçin

Yat

ay P

ozis

yon

)

421


TABLO-1- Konverter Gövde Yama ve Lamel Montaj + Kaynağı25.08.2009-31.08.2009

Sıra No Yapılan iş Başlama Bitiş Süre

(saat)

Toplam İşçilik (saat)

Açıklama

13. Konverter gövdesi

şablon yardımı ile markalandı ve kesildi

25.08.2009 16:30 26.08.2009 00:30 8,0 32,0ÇK (4

marka+montaj)

21.Konverter gövdesi

temizliği ve lamel demontajı yapıldı.

25.08.2009 08:30 26.08.2009 00:30 16,0 64,0Çelikhane Mek.

Bakım (4 şalomacı(2+2))

31.Konverter gövdesi aynı şablona göre markalandı

ve kesildi.26.08.2009 00:30 26.08.2009 08:30 8,0 32,0 ÇK (4 montaj)

4

1.Konverter gövdesi yama maniplasyonu, kaynak

ağzı açılıp taşlanması, ve yamanın askıya alınması

26.08.2009 08:30 26.08.2009 16:30 8,0 40,0 ÇK (5 saha montaj)

5 Yamanın konvertere montajı

26.08.2009 16:30 27.08.2009 02:30 10,0 40,0 ÇK (4 montaj)

6 Yamanın konvertere kaynağı

27.08.2009 02:30 27.08.2009 21:30 19,0 114,0Her vardiya


7 Gaz toplamada gaz kaçağı 27.08.2009 21:30 28.08.2009 00:30 3,0 0,08 kot boşaltıldı,

kaynağa ara verildi.

8 Yamanın konvertere kaynağı (devam)

28.08.2009 00:30 29.08.2009 18:00 17,5 105,0Her vardiya


9 Yamanın kaynak kontrolü için hazırlığı ve UT testi

29.08.2009 00:30 29.08.2009 07:30 7,0 21,0 Kalite Met. Müd.

10Konverterin ağız aşağı

duruma dönmesi ve lamel montajı

29.08.2009 08:30 29.08.2009 17:30 9,0 45,0 ÇK (5 saha montaj)

11

Lamel-gövde-ring kaynağının konverterin çevrilebilmesi için 2/3 ünün tamamlanması

29.08.2009 16:30 30.08.2009 23:30 31,0 186,0Her vardiya


12

2/3 ü tamamlanan kaynakların %100 visual

ve %100 penetrant kontrollerinin yapılması

30.08.2009 23:30 31.08.2009 01:30 2,0 6,0 Kalite Met. Müd.

13Konverterin ağız yukarı

dönmesi ve kaynak platformu yapılması

31.08.2009 01:30 31.08.2009 08:30 7,0 28,0ÇK+Çelikhane

İşletme

14Kaynakların

tamamlanması, kontrol ve testlerin yapılması

31.08.2009 08:30 31.08.2009 00:30 16,0 64,0ÇK+Kalite Met.

Müd.

ÖZET 25.08.2009 16:30 31.08.2009 00:30 161,5 777,0Atelyeler+Çelik-

hane + Kalite Metalurji


T

ablo

2.1

.: K

onve

rtör

Göv

de Y

ama

ve L

amel

Mon

taj

+ K

ayn

ağı

- 25

.08.

2009

- 3

1.08

.200

9(K

onve

rter

Lam

el M

onta

j +

Kay

nak

İçi

n A

ğız

Aşa

ğı P

ozis

yon

da İ

ken

, Göv

de Y

anm

ası

İçin

Yat

ay P

ozis

yon

)

422


SONUÇLAR VE ÖNERİLER4.

Sonuç olarak benzer üretimin zamana odaklı olduğu bu tip işletmelerde meydana gelebilecek olağan dışı durumlara karşı kaynak dolgu malzemesinin stoklanmasının yanında, sistemi oluştu-ran ana malzemelerin özellikle spesifik olanların yedeklenmesi veya istendiğinde kolay ulaşılabilir olması büyük önem arz etmektedir. Bununla birlikte kaynak teknolojisi açısından bu tip işlet-melerde bulunan spesifik malzemelerin önceden hazırlanmış WPS lerinin bulunması olası acil durumlarda zamandan kazanç sağlamada fayda sağlayabilir. Firmalar kaynak sürecini etkileyebi-lecek ekipman ve malzemelerini peryodik olarak kontrol etmelidirler.

KAYNAKLAR

[1] Steven E. Dew, Stephen Briglio, Stephen Ritza, Essar Steel Algoma Inc., Repair of Essar Steel Algoma’ s BOF Lamella Suspension, AISTech 2008, Iron&Steel Technology Conference and Exposition, Pittsburg, Pa December 2008

[2] SMS DEMAG, Isdemir BOF1, Lamella Suspension System Projects, August 2004, Germany

[3] SMS DEMAG, Isdemir BOF1, Converter Vessel Projects, August 2004, Germany

[4] SMS SIEMAG, Technical Specification For the Replacement of Damaged Lamella Plates 2004, Germany

ÖZGEÇMİŞ

Güney AKIN

1980 yılında Bolu’ da doğdu. İlk ve orta öğrenimini Ankara Özel Arı Koleji’ nde , lise eğitimini de Anıttepe Lisesi’ n de tamamladı. 2002 yılında Kırıkkale Üniversitesi Makine Mühendisliği bö-lümünü bitirdi. 2002 – 2005 yılları arasında çelik konstrüksiyon imalat ve montaj üzerine çeşitli şehirlerde şantiye mühendisi olarak görev yaptı.

2005 yılında İsdemir A.Ş. de çelik konstrüksiyon mühendisi olarak göreve başlayıp, 2009 yılında ODTÜ Kaynak Teknolojisi Merkezi tarafından verilen Uluslararası Kaynak Mühendisliği IIW/SLV München diplomasını aldı. Halen İsdemir A.Ş. de Çelik Konstrüksiyon Atelyesi Başmü-hendisi olarak görev yapmaktadır.

423

Kaynak Mühendisliği ve Uygulamaları VIII. ULUSAL KONGRE VE SERGİSİKAYNAK TEKNOLOJİSİKaynak Mühendisliği ve UygulamalarıVIII. ULUSAL KONGRE VE SERGİSİKAYNAK TEKNOLOJİSİ

SONUÇLAR VE ÖNERİLER4.

Sonuç olarak benzer üretimin zamana odaklı olduğu bu tip işletmelerde meydana gelebilecek olağan dışı durumlara karşı kaynak dolgu malzemesinin stoklanmasının yanında, sistemi oluştu-ran ana malzemelerin özellikle spesifik olanların yedeklenmesi veya istendiğinde kolay ulaşılabilir olması büyük önem arz etmektedir. Bununla birlikte kaynak teknolojisi açısından bu tip işlet-melerde bulunan spesifik malzemelerin önceden hazırlanmış WPS lerinin bulunması olası acil durumlarda zamandan kazanç sağlamada fayda sağlayabilir. Firmalar kaynak sürecini etkileyebi-lecek ekipman ve malzemelerini peryodik olarak kontrol etmelidirler.

KAYNAKLAR

[1] Steven E. Dew, Stephen Briglio, Stephen Ritza, Essar Steel Algoma Inc., Repair of Essar Steel Algoma’ s BOF Lamella Suspension, AISTech 2008, Iron&Steel Technology Conference and Exposition, Pittsburg, Pa December 2008

[2] SMS DEMAG, Isdemir BOF1, Lamella Suspension System Projects, August 2004, Germany

[3] SMS DEMAG, Isdemir BOF1, Converter Vessel Projects, August 2004, Germany

[4] SMS SIEMAG, Technical Specification For the Replacement of Damaged Lamella Plates 2004, Germany

ÖZGEÇMİŞ

Güney AKIN

1980 yılında Bolu’ da doğdu. İlk ve orta öğrenimini Ankara Özel Arı Koleji’ nde , lise eğitimini de Anıttepe Lisesi’ n de tamamladı. 2002 yılında Kırıkkale Üniversitesi Makine Mühendisliği bö-lümünü bitirdi. 2002 – 2005 yılları arasında çelik konstrüksiyon imalat ve montaj üzerine çeşitli şehirlerde şantiye mühendisi olarak görev yaptı.

2005 yılında İsdemir A.Ş. de çelik konstrüksiyon mühendisi olarak göreve başlayıp, 2009 yılında ODTÜ Kaynak Teknolojisi Merkezi tarafından verilen Uluslararası Kaynak Mühendisliği IIW/SLV München diplomasını aldı. Halen İsdemir A.Ş. de Çelik Konstrüksiyon Atelyesi Başmü-hendisi olarak görev yapmaktadır.

BULANIK MANTIK KONTROLLÜ KAYNAK AĞZI İZLEYEN KAYNAK ROBOTUNUN TASARIM VE İMALATI

Ahmet ÖZTÜRK1, İlhan ASİLTÜRK2, Hayrettin DÜZCÜKOGLU3, Ömer AYDOGDU4

1-2-3 Selçuk Ün. Teknoloji Fakultesi. Makina Muh. Böl. Konya/TÜRKİYE Tel: 332.223 33 44 e-posta: [email protected]

Tel: 332.223 33 44 e-posta: [email protected] Tel: 332.223 33 22 e-posta : [email protected]

4 Selçuk Ün. Müh- Mim. Fak. Elek. Elektro. Müh. Böl. Konya/TÜRKİYE

Tel: 332.223 3726 e-posta: [email protected]

ÖZET

Bu çalışmanın amacı endüstriyel uygulamalarda kullanılabilen, bulanık kontrollü iki eksenli, yeniden programlanabilen, çok amaçlı, sabit duran veya hareket edebilen kaynak ağzı takip edebi-len bir manipülatörün tasarımı ve imalatıdır. Geliştirilen yazılım ve donanımla temaslı ve temassız sensörlerle sistemin izlenmesi, bulanık mantıkla kontrol algoritması oluşturması, servo motorlarla torç yüksekliğinin ve pozisyonunun istenen hassasiyette konumlanması gerçekleştirilmiştir. Yapı-lan testlerde kabul edilebilir hata aralığında memnun edici sonuçlar alınmıştır. Gelecekte, öneri-len sistemin farklı kaynak uygulamalarında başarıyla kullanılabileceği görülmüştür.

Anahtar sözcükler: Kaynak robotu, Lazer yörünge takibi, Bulanık mantık kontrol, Kaynak otomasyonu.

The purpose of this study is to show a welding process that can be used in industrial applica-tions. It can be programmed with two-axis, Fuzzy controlled, reprogrammable, multi-purpose, fixed in place or movable seam tracking manipulator design and production. The software and hardware system is developed to monitoring, fuzzy logic control algorithm to form, the desired position of servo motors and precision positioning of the height of the torch. Test results show that the error rate has an acceptable range. Proposed seam tracking system can be successfully use different welding applications in future.

ABSTRACT

The purpose of this study is to be used in industrial applications, can be programmed with two-axis, Fuzzy controlled, reprogrammable, multi-purpose, fixed in place or movable seam trac-king manipulator design and production. The software and hardware system is developed to mo-nitoring, fuzzy logic control algorithm to form, the desired position of servo motors and precision positioning of the height of the torch. Test results show that error rate has the range of acceptable. Proposed seam tracking system can be successfully use different welding applications in future.

Keywords:, Robot Welding, Laser seam tracking, Fuzzy logic control, welding automation.

424


1. GİRİŞ

İmalat yöntemi olarak kaynaklı imalat, avantajları sebebiyle geçmişten günümüze kadar hep tercih edilmiştir. Teknolojinin diğer alanlardaki gelişmeleri kaynak sektörüne de transfer edil-miştir. Bu yöntemlerden biri de görüntü işleme (image processing), kaynaklı imalat sektöründe giderek artan oranda kullanılan, kaynak bölgesinin izlenebilmesi ve yörünge takip sistemlerinin geliştirilmesinde kullanılmaktadır.

Günümüzde kaynak sektöründe insan gücünün yerini kaynak robotları almaktadır. Kaynak robotlarının hata yapma olasılığının düşük olması, her türlü çalışma ortamlarına uygulanabilmesi, çalışma kapasitelerinin maksimum olması ve kaynak kalitesi ve kaynağın estetik görünüşleriden dolayı tercih edilmektedirler.

Kontrol mühendisliğinde bulanık mantık tabanlı denetleyiciler, genellikle matematik modeli tam olarak elde edilemeyen ya da bilinen yöntemlerle denetlendiğinde verimli sonuç alınamayan sistemlerde kullanılır. Bulanık mantık, insan davranışlarına benzer bir şekilde mantıksal uygula-malarla, bilgisayarlara yardım eden bir bilgisayar mantık devrimidir. Bulanık mantığın endüstride kullanımı verimliliği arttırır, daha uygun üretim sağlar, zamanın çok önemli olduğu günümüzde zamandan tasarruf ve ekonomik açıdan fayda getirir [1].

Konu ile ilgili yapılan bazı literatur çalışmaları aşağıda verilmiştir:

Xiangdong ve ark. [2] yaptıkları çalışmalarında, bulanık mantık kontrollü (FLC) ark kaynak robotunda iz takibini gerçekleştirmişlerdir. Bu çalışmalarında, akıllı iz takip denetleyicilerinde kullanılan bulanık mantık uygulamaları ve diğer tasarımların sorunlarını tartışmışlardır. Bu denet-leyiciyi kaynak izi takibinin belirsiz ortamlarda çalışmasına imkân sağlayacak bir şekilde tasarla-mışlardır. Bir ark kaynak robotu ile doğru kaynak dikiş izlemesi sağlamışlar ve bulanık algoritma-ların sağladığı bu etkinlik bilgisayar destekli simülasyon modelleriyle ispatlanmıştır.

Beatti [3] yaptığı çalışmasında lazer iz takibinde çok geçişli toz altı kaynağının kullanımında iki temel yaklaşım belirlemiştir. Birinci kullanımı diğerlerine nazaran basit ve düşük maliyetli sistemdir ki, operatör manüel olarak kaynak geçişlerini ve hedef pozisyon girişlerini tek tek seçer. Diğer kullanımı da daha pahalı bir sistemdir ki, kendisi tarafından biriktirme işleminin yanı sıra kaynak geçiş yerlerinin yerini belirleme yeteneğine sahiptir. İlk yaklaşımda diğerlerinden basit olan lazer görüntü sistemi kaynak geçişi için insan tarafından tasarlanmış ara yüzü kullanmıştır. İkinci yaklaşımda daha çok kaynak geçişini yapmak ve tüm süreci otomatikleştirmek için daha gelişmiş sensörler, donanım ve yazılımlar kullanılmıştır.

Sameda [4] geliştirdiği iz takibi denetleyicisinde bulanık mantık kullanmıştır. Optik algılama iz takip denetleyicinin çalışma yüzeyindeki şartlarında bozulma olduğunda ve böyle bir yüzey gö-rüntüsünden iz bölgesini tahmin etmek oldukça zor olmaktadır. Kural çıkarımında iz belirlemede kullanılan bulanık mantıkta belirsiz tanımları birleştirmiştir.

Kaneko ve ark. [5] yaptıkları çalışmalarında kaynak robotları için köşe yörüngesi izlemenin kaynak sonunda iyi bir kalitede kaynak elde etmek için önemli olduğunu belirlemişlerdir. Çalış-malarında bir CCD kamera ve dokunmatik sensör kullanarak yörüngenin izlenmesini amaçlamış-lardır. İzleme performansını artırmak için denetimin de geliştirilmesi gerektiğini anlatmışlardır. Bulanık mantık denetleyicisi ve yapay sinir ağlarının geçerliliğini yaptıkları izleme deneyler ile sağlamışlardır.

Zhang ve ark. [6] yaptıkları çalışmada kaynak izi yörünge tanıma metodunun görüntü model özelliğine dayandığını öne sürmüşlerdir. Hazırladıkları algoritma ile kaynak izini birçok bölümle-re ayırmış ve her bölüm özel bir vektör ile tanımlanmıştır. Kaynak izini tanımlamada tekrarlayan mevcut vektör ve eski vektör arasındaki benzer özellikler karşılaştırılmıştır.


Fung ve ark. [7] geliştirdikleri bulanık mantıklı kayan kipli kontrolcüde giriş değeri olarak, kayma fonksiyonu ile kayma fonksiyonunun türevinin toplamını kullanmışlardır. Bu yaklaşım kural sayısının azalmasını sağlamıştır. Ayrıca kontrolcünün ölçekleme faktörlerini kayma fonksi-yonunu kullanarak ayarlayan bir algoritma kullanarak kontrol performansını iyileştirmişlerdir.

Kou ve ark. [8] otomatik kaynak işleminde yüksek hassasiyetli kaynak dikiş izleme sürecinde önemli rol oynayacak bir optik kaynak sensörü tasarlamışlardır. Bulanık teorinin farklı ve bozuk kenarları bile kesin olarak tespit edebildiğini ifade etmişlerdir.

Fridenfalk ve ark. [9] yaptıkları çalışmalarında lazer görüntü sensörlerini kaynak birleşme yerlerinin belirlenmesinde kullanmışlardır. Çok çizgili lazer kaynağı ile asferit lensten yapılmış beş lazer çizgisi kaynak eklem çizgilerinin bulunmasında kullanılmıştır. Kaynak eklem çizgisi 10, 15 ve 20 m/dak hızlarla takip edilmiş, ortalama hata 0,3 mm maksimum hata 0,6 mm olarak belirlen-miştir. Kullanılan bu sistemin kaynak izlemek için çok elverişli olduğu anlaşılmıştır.

Chen ve ark. [10] büyük çaplı alüminyum alaşım bileşenleri için TIG kaynak sisteminde lazer görüntü algılamaya dayalı farklı kaynak boşluk şekillerini hassas olarak ölçmüşlerdir. Eğim açısı, boşluk, alan, uyuşmazlık vb. gibi eklem geometrisi verileri kaynak öncesinde büyük ölçekli üretim bileşenlerinin montajında yardımcı olmuştur. Ayrıca çalışmalarında enine kaynak, otomatik torç hizalama ve torç yüksekliğini ayarlama gibi otomatik iz takibi için uygulanmıştır. Uyarlanabilir bir kaynak işlemi boşluk şartlarına göre otomatik olarak tel hızını ve kaynak akımını gerçekleş-tirmiştir.

Chang-Hyun ve ark. [11] robotik lazer sistemi için akıllı kaynak profil sensörü yapmışlardır. Kaynak işlemlerinde iyi kalite sağlamak için kaynak izi pozisyon hata aralığını 200 µm kadar dü-şürmüşlerdir. Uygulamalarda sıkça yapılan kalibre ayarlarına rağmen hizalama ve model hataları yüzünden iz çizgisi bozuk olabilir. Bu yüzden izleme teknolojisinde lazer kaynak başının iz çizgi-sine tam ve kesin olarak ayarlamasına ihtiyaç vardır.

Kim ve ark. [12] çalışmalarında iş parçası kaynak dikişini izlemek ve iş parçası sensör mesa-fesini (yüksekliği) kontrol etmek için üç ayrı dedektör ve bir ikaz ediciyi içeren elektromanyetik sensör geliştirmişlerdir. Sağ ve sol dedektörler dikişi izlemek için kullanılmakta, ön ve arka de-dektörler yükseklik ve aralık genişliğini tayin etmek için kullanılmıştır. Önerilen sistemin istenilen dikişi iyi izleme özelliğine sahip olduğunu deneylerle göstermişlerdir.

Ting ve ark. [13] yaptıkları çalışmalarında mobil kaynak robotunun iz takibi problemini çöz-mek için mobil kaynak robotunun dinamik modeline dayalı yeni bir denetleyici tasarlamışlar. Ken-dinden bulanık denetleyici çapraz kızaklarını komple koordine eden ve gerçek iz takibi kontrolörü kullanarak tasarım yapmışlardır. Daha sorunsuz ve hızlı izleme yapmak için, yapay sinir ağlarını kullanarak kendi kendine öğrenen ve kısmi belirsizliklerde bozuk parametrelerin telafisi için on-line adaptasyon modeli kullanmışlardır.

Chu ve Chen [14] yaptıkları çalışmada kaynak sırasında kaynak torcunun iz boyunca hare-ketini sağlamak, kaynak kalitesini yükseltmek ve eklem görüntüsünün profilini elde etmek için aktif görme teknolojisine dayalı yeni bir lazer görüntü sensörü kullanmışlardır. Çapraz kızakların üzerindeki servo motorları kaynak torcunun pozisyonunu düzeltmek için hareket ettirmişlerdir. Programlanabilir mantık denetleyicisini (PLC) kaynak torcunu sağ başlangıç pozisyonu için, ma-nuel kontrol ve otomatik takibe geçiş için, güvenlik kilidi v.b. için kullanmışlardır. Özel kaynak makineleri için otomatik takip uygulama sistem kümelerini kurmuşlardır. Test sonuçları, izleme performansının pratik ve güvenli olduğunu göstermiştir.

Yin ve ark. [15] Fuzzy-PID kontrol tabanlı iz takip sistemleri üzerine çalışmışlardır. Sistemde manuel çizgi olarak fotoelektrik sensör tarafından kaynak izi belirlenir. Hareketli iz takip sistemi temelli ve döner sensör modelli yapılar üzerinde çalışmışlardır. Yapılan deneylerde dönen sensör

425


1. GİRİŞ

İmalat yöntemi olarak kaynaklı imalat, avantajları sebebiyle geçmişten günümüze kadar hep tercih edilmiştir. Teknolojinin diğer alanlardaki gelişmeleri kaynak sektörüne de transfer edil-miştir. Bu yöntemlerden biri de görüntü işleme (image processing), kaynaklı imalat sektöründe giderek artan oranda kullanılan, kaynak bölgesinin izlenebilmesi ve yörünge takip sistemlerinin geliştirilmesinde kullanılmaktadır.

Günümüzde kaynak sektöründe insan gücünün yerini kaynak robotları almaktadır. Kaynak robotlarının hata yapma olasılığının düşük olması, her türlü çalışma ortamlarına uygulanabilmesi, çalışma kapasitelerinin maksimum olması ve kaynak kalitesi ve kaynağın estetik görünüşleriden dolayı tercih edilmektedirler.

Kontrol mühendisliğinde bulanık mantık tabanlı denetleyiciler, genellikle matematik modeli tam olarak elde edilemeyen ya da bilinen yöntemlerle denetlendiğinde verimli sonuç alınamayan sistemlerde kullanılır. Bulanık mantık, insan davranışlarına benzer bir şekilde mantıksal uygula-malarla, bilgisayarlara yardım eden bir bilgisayar mantık devrimidir. Bulanık mantığın endüstride kullanımı verimliliği arttırır, daha uygun üretim sağlar, zamanın çok önemli olduğu günümüzde zamandan tasarruf ve ekonomik açıdan fayda getirir [1].

Konu ile ilgili yapılan bazı literatur çalışmaları aşağıda verilmiştir:

Xiangdong ve ark. [2] yaptıkları çalışmalarında, bulanık mantık kontrollü (FLC) ark kaynak robotunda iz takibini gerçekleştirmişlerdir. Bu çalışmalarında, akıllı iz takip denetleyicilerinde kullanılan bulanık mantık uygulamaları ve diğer tasarımların sorunlarını tartışmışlardır. Bu denet-leyiciyi kaynak izi takibinin belirsiz ortamlarda çalışmasına imkân sağlayacak bir şekilde tasarla-mışlardır. Bir ark kaynak robotu ile doğru kaynak dikiş izlemesi sağlamışlar ve bulanık algoritma-ların sağladığı bu etkinlik bilgisayar destekli simülasyon modelleriyle ispatlanmıştır.

Beatti [3] yaptığı çalışmasında lazer iz takibinde çok geçişli toz altı kaynağının kullanımında iki temel yaklaşım belirlemiştir. Birinci kullanımı diğerlerine nazaran basit ve düşük maliyetli sistemdir ki, operatör manüel olarak kaynak geçişlerini ve hedef pozisyon girişlerini tek tek seçer. Diğer kullanımı da daha pahalı bir sistemdir ki, kendisi tarafından biriktirme işleminin yanı sıra kaynak geçiş yerlerinin yerini belirleme yeteneğine sahiptir. İlk yaklaşımda diğerlerinden basit olan lazer görüntü sistemi kaynak geçişi için insan tarafından tasarlanmış ara yüzü kullanmıştır. İkinci yaklaşımda daha çok kaynak geçişini yapmak ve tüm süreci otomatikleştirmek için daha gelişmiş sensörler, donanım ve yazılımlar kullanılmıştır.

Sameda [4] geliştirdiği iz takibi denetleyicisinde bulanık mantık kullanmıştır. Optik algılama iz takip denetleyicinin çalışma yüzeyindeki şartlarında bozulma olduğunda ve böyle bir yüzey gö-rüntüsünden iz bölgesini tahmin etmek oldukça zor olmaktadır. Kural çıkarımında iz belirlemede kullanılan bulanık mantıkta belirsiz tanımları birleştirmiştir.

Kaneko ve ark. [5] yaptıkları çalışmalarında kaynak robotları için köşe yörüngesi izlemenin kaynak sonunda iyi bir kalitede kaynak elde etmek için önemli olduğunu belirlemişlerdir. Çalış-malarında bir CCD kamera ve dokunmatik sensör kullanarak yörüngenin izlenmesini amaçlamış-lardır. İzleme performansını artırmak için denetimin de geliştirilmesi gerektiğini anlatmışlardır. Bulanık mantık denetleyicisi ve yapay sinir ağlarının geçerliliğini yaptıkları izleme deneyler ile sağlamışlardır.

Zhang ve ark. [6] yaptıkları çalışmada kaynak izi yörünge tanıma metodunun görüntü model özelliğine dayandığını öne sürmüşlerdir. Hazırladıkları algoritma ile kaynak izini birçok bölümle-re ayırmış ve her bölüm özel bir vektör ile tanımlanmıştır. Kaynak izini tanımlamada tekrarlayan mevcut vektör ve eski vektör arasındaki benzer özellikler karşılaştırılmıştır.


Fung ve ark. [7] geliştirdikleri bulanık mantıklı kayan kipli kontrolcüde giriş değeri olarak, kayma fonksiyonu ile kayma fonksiyonunun türevinin toplamını kullanmışlardır. Bu yaklaşım kural sayısının azalmasını sağlamıştır. Ayrıca kontrolcünün ölçekleme faktörlerini kayma fonksi-yonunu kullanarak ayarlayan bir algoritma kullanarak kontrol performansını iyileştirmişlerdir.

Kou ve ark. [8] otomatik kaynak işleminde yüksek hassasiyetli kaynak dikiş izleme sürecinde önemli rol oynayacak bir optik kaynak sensörü tasarlamışlardır. Bulanık teorinin farklı ve bozuk kenarları bile kesin olarak tespit edebildiğini ifade etmişlerdir.

Fridenfalk ve ark. [9] yaptıkları çalışmalarında lazer görüntü sensörlerini kaynak birleşme yerlerinin belirlenmesinde kullanmışlardır. Çok çizgili lazer kaynağı ile asferit lensten yapılmış beş lazer çizgisi kaynak eklem çizgilerinin bulunmasında kullanılmıştır. Kaynak eklem çizgisi 10, 15 ve 20 m/dak hızlarla takip edilmiş, ortalama hata 0,3 mm maksimum hata 0,6 mm olarak belirlen-miştir. Kullanılan bu sistemin kaynak izlemek için çok elverişli olduğu anlaşılmıştır.

Chen ve ark. [10] büyük çaplı alüminyum alaşım bileşenleri için TIG kaynak sisteminde lazer görüntü algılamaya dayalı farklı kaynak boşluk şekillerini hassas olarak ölçmüşlerdir. Eğim açısı, boşluk, alan, uyuşmazlık vb. gibi eklem geometrisi verileri kaynak öncesinde büyük ölçekli üretim bileşenlerinin montajında yardımcı olmuştur. Ayrıca çalışmalarında enine kaynak, otomatik torç hizalama ve torç yüksekliğini ayarlama gibi otomatik iz takibi için uygulanmıştır. Uyarlanabilir bir kaynak işlemi boşluk şartlarına göre otomatik olarak tel hızını ve kaynak akımını gerçekleş-tirmiştir.

Chang-Hyun ve ark. [11] robotik lazer sistemi için akıllı kaynak profil sensörü yapmışlardır. Kaynak işlemlerinde iyi kalite sağlamak için kaynak izi pozisyon hata aralığını 200 µm kadar dü-şürmüşlerdir. Uygulamalarda sıkça yapılan kalibre ayarlarına rağmen hizalama ve model hataları yüzünden iz çizgisi bozuk olabilir. Bu yüzden izleme teknolojisinde lazer kaynak başının iz çizgi-sine tam ve kesin olarak ayarlamasına ihtiyaç vardır.

Kim ve ark. [12] çalışmalarında iş parçası kaynak dikişini izlemek ve iş parçası sensör mesa-fesini (yüksekliği) kontrol etmek için üç ayrı dedektör ve bir ikaz ediciyi içeren elektromanyetik sensör geliştirmişlerdir. Sağ ve sol dedektörler dikişi izlemek için kullanılmakta, ön ve arka de-dektörler yükseklik ve aralık genişliğini tayin etmek için kullanılmıştır. Önerilen sistemin istenilen dikişi iyi izleme özelliğine sahip olduğunu deneylerle göstermişlerdir.

Ting ve ark. [13] yaptıkları çalışmalarında mobil kaynak robotunun iz takibi problemini çöz-mek için mobil kaynak robotunun dinamik modeline dayalı yeni bir denetleyici tasarlamışlar. Ken-dinden bulanık denetleyici çapraz kızaklarını komple koordine eden ve gerçek iz takibi kontrolörü kullanarak tasarım yapmışlardır. Daha sorunsuz ve hızlı izleme yapmak için, yapay sinir ağlarını kullanarak kendi kendine öğrenen ve kısmi belirsizliklerde bozuk parametrelerin telafisi için on-line adaptasyon modeli kullanmışlardır.

Chu ve Chen [14] yaptıkları çalışmada kaynak sırasında kaynak torcunun iz boyunca hare-ketini sağlamak, kaynak kalitesini yükseltmek ve eklem görüntüsünün profilini elde etmek için aktif görme teknolojisine dayalı yeni bir lazer görüntü sensörü kullanmışlardır. Çapraz kızakların üzerindeki servo motorları kaynak torcunun pozisyonunu düzeltmek için hareket ettirmişlerdir. Programlanabilir mantık denetleyicisini (PLC) kaynak torcunu sağ başlangıç pozisyonu için, ma-nuel kontrol ve otomatik takibe geçiş için, güvenlik kilidi v.b. için kullanmışlardır. Özel kaynak makineleri için otomatik takip uygulama sistem kümelerini kurmuşlardır. Test sonuçları, izleme performansının pratik ve güvenli olduğunu göstermiştir.

Yin ve ark. [15] Fuzzy-PID kontrol tabanlı iz takip sistemleri üzerine çalışmışlardır. Sistemde manuel çizgi olarak fotoelektrik sensör tarafından kaynak izi belirlenir. Hareketli iz takip sistemi temelli ve döner sensör modelli yapılar üzerinde çalışmışlardır. Yapılan deneylerde dönen sensör

4264

2. BULANIK MANTIĞIN KAYNAK İZİ TAKİP SİSTEMİNE UYGULANMASI

Şekil 1. Fuzzy kontrol blok şeması

4



5

Şekil 2. Bulanık denetleyicinin temel yapısı.

(k)s-(k)r (k)e

(k)s-(k)r (k)e

yyy

xxx

=

=

1kekeke

1kekeke

yyy

xxx (2)

4274



4



5

Şekil 2. Bulanık denetleyicinin temel yapısı.

(k)s-(k)r (k)e

(k)s-(k)r (k)e

yyy

xxx

=

=

1kekeke

1kekeke

yyy

xxx (2)

4286

Eğer and ise

6

Eğer and ise

7

i i

ii i

)

x ) (3)

3. LAZERLİ KAYNAK İZİ TAKİP SİSTEMİ

Şekil 4. Örnek lazer uygulaması.

4296

Eğer and ise

6

Eğer and ise

7

i i

ii i

)

x ) (3)

3. LAZERLİ KAYNAK İZİ TAKİP SİSTEMİ

Şekil 4. Örnek lazer uygulaması.

4308

Şekil 5. Program arayüzü (a) ve Örnek Profil (b).

KONUMLANBAŞLANGIÇ

Lazer bulunan X Lazer bulunan Y

8


KONUMLANBAŞLANGIÇ


9

4318


KONUMLANBAŞLANGIÇ


8


KONUMLANBAŞLANGIÇ


9

432


kayar, yaklaşırsa cisim çizgi görüntüsü yukarı kayar. Bu aynı zamanda profil şeklinin izlenmesini sağlar. Örneğin bir çukur profil izlenecekse görüntüde çukurdan gelen ışık normal yüzeyden gele-ne göre daha aşağıda olur ve böylece herhangi bir profili izlemek mümkün olur.

Kameradan alınan resim geliştirilen ‘’seam track’’ yazılımı tarafından işlenir. Program ilk olarak resimde çizginin nerede olduğuna bakar. Sonra, istenen profile uygun bir görüntü arar. (çukur, tümsek, kenar vb.). eğer aranan profil bulunursa profilin önceden belirlenmiş profil nok-tasına kullanıcının görebilmesi için artı işareti yoktur. Profil noktası, takip edilen noktada belli bir tolerans aralığında ise işlem yapmaz [20].

4. SONUÇLAR

Robotik kaynak uygulaması ülkemizde gittikçe artan bir hızla imalat sanayisinde kullanılmak-tadır. Yurdumuzda isçilik ücretlerinin düşük olması ve sistemin ilk yatırım maliyeti bu uygulama-ya geçiş için dezavantaj olarak görülmekte ise de hız, üretkenlik ve kalitenin yüksek olması gibi avantajlar robotik kaynağa geçişi zorunlu kılmaktadır.

Bu çalışmada lazer sensör ve mekanik sensör ile kaynak izinin takibi yapılmıştır. Lazer sensör ve mekanik sensör uygun çalışma ortamları sağlandığında her türlü kaynak dikişi uygulamasında kullanılabilmektedir. Lazer sensör uygulamalarında kaynak ağzının genişliğine göre lazer sensör seçilmeli ve çalışma alanına yakın konumlanmasından dolayı soğutulması gerekmektedir. Lazer sensörden elde edilen kaynak hassasiyeti mekanik sensörle elde edilemedi.

Bulanık mantık sayesinde kaynak izi takibinin daha düşük hata ile yapılabildiği uygulanan deneylerde görülmüştür. Bulanık mantık uygulanmayan deneylerde ise kaynak izi takibinde ge-cikmeler, köşelerde takip hızını yakalayamama ve kaynak ağızlarının kenarlarından takip gibi olumsuzluklarla karşılaşılmıştır.

Mekanik sensör sadece anlık takip yaptığı ve kaynak torcuyla aynı hareket sistemine bağlı olduğundan dolayı gecikmeli cevap vermektedir. Dolayısıyla eksen değişiklikleri fazla olan iş par-çalarında kullanıldığında problemlerle karşılaşılmıştır.

Gelecekte lazerli iz takip sistemi edinmek isteyen firmaların çalışma şartları ve konumlandır-ma hassasiyeti, istenilen üretim hızı, gerekli kalite seviyesi ve kaynak edilecek parçaların çeşitliliği gibi parametreleri öncelikle belirlenmesi gerekmektedir.

TEŞEKKÜR

Bu çalışma Bilim, Sanayi ve Teknoloji Bakanlığı, SEYKOM Metal Makine Ltd. Şti. ve Selçuk Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri (BAP) Koordinatörlüğü tarafından 00384.STZ-2009-1 nolu SANTEZ projesi olarak desteklenmiştir. Verilen destekler için yazarlar ilgili kurum ve kişi-lere teşekkür eder.

KAYNAKLAR

[1] Kıyak E., Kahvecioğlu A., 2003, Bulanık Mantık ve Uçuş Kontrol Problemine Uygulanması, Havacılık ve Uzay Teknolojileri Dergisi, Cilt 1, Sayı 2, 63-72.

[2] Xiangdong G., Yamamoto M. and Mohri A., 2001, Application of fuzzy logic controller in the seam tracking of arc-welding robot, Hakozaki.

[3] Beatti J., 2004, Applications of laser seam tracking in welding thick wall vessels, Meta Vision Systems Ltd, UK.


[4] Sameda Y., 1992, Fuzzy Seam-Trackıng Controller, Heavy Apparatus Engineering Laboratory Toshiba Corporation, Japan.

[5] Kaneko Y., Yamane S., Kubota T. Ohshima K., 1993, Neural Network and Fuzzy Control in the Welding Robots Using CCD Camera and Touch Sensor, International Joint Conference on Neural Networks, Japan.

[6] Zhang H., Chen Q., Jin J., Pan J., 1996, Welding Seam Track Recognition Based On Welding Seam CCD İmage Pattern Feature, Chinese J. of Mechanical Engineering, 32(6):31-36.

[7] Fung, R.F., Chen, K.W., Yen, J.Y., 1999, Fuzzy sliding mode controlled slider-crank mechanism using a PM synchronous servo motor drive, International journal of mechanical sciences, 41 (3), 337-355.

[8] Kuo H., Wu L., 2002, An image tracking system for welded seams using fuzzy logic, Journal of Materials Processing Technology 120, 169–185.

[9] Fridenfalk M., Bolmsjö G., 2003, Design and validation of a universal 6D seam tracking system in robotic welding based on laser scanning, The Industrial Robot; pg. 437.

[10] Chen Z., Song Y., Zhang J., Zhang W., Jıang I., Xıa X., 2007, Laser vision sensing based on adaptive welding for aluminum alloy, China, 218–223.

[11] Chang-Hyun Kim, Tae-Yong Choi, Ju-Jang Lee, Jeong Suh, Kyoung-Taik Park, Hee-Shin Kang, 2010, International Journal of Mechatronics and Manufacturing Systems - Vol. 3, No.3/4 pp. 210 – 226.

[12] Kim C.H., Choi T.Y., Le J.J., Suh J., Park K.T., Kang H.S, 2008, Intelligent vision sensor for the robotic laser welding, IEEE International Conference on Industrial Informatic.

[13] Ting Z., Kai L., Shijie D., Shumei X., He H., 2009, Research on Seam Tracking Controller of Mobile Welding Robot , International Conference on Automation and Logistics Shenyang, pp. 2011-2015, China.

[14] Chu D., Chen Z., 2010, Application of laser seam tracking for special welding machine, China.

[15] Yın Y., Zhang C., Ye J., Zhang L., 2010, Study on Seam Tracking System Based on Fuzzy-PID Control, Hot Working Technology, China.

[16] Wang H.,Ma H., Yan C., 2010, A kind of automatic tracking system of welding seam basing on structure light, Electric Welding Machine, China.

[17] Öztürk A., 2011, Bulanık Mantık Kontrollü Kaynak Ağzı İzleyen kaynak Robotunun Tasarımı ve İmalatı, Yüksek Lisans Tezi, Selçuk Üniversitesi, KONYA.

[18] Luo H, Chen X Q. 2005, Laser visual sensing for seam tracking in robotic arc welding of titanium alloys, Inter. J. Advanced Manufacturing Technology, 1012– 1017.

[19] www.ukde.com.tr (12.01.2011)

[20] http://www.meta-mvs.com (12.06.2011)

433


kayar, yaklaşırsa cisim çizgi görüntüsü yukarı kayar. Bu aynı zamanda profil şeklinin izlenmesini sağlar. Örneğin bir çukur profil izlenecekse görüntüde çukurdan gelen ışık normal yüzeyden gele-ne göre daha aşağıda olur ve böylece herhangi bir profili izlemek mümkün olur.

Kameradan alınan resim geliştirilen ‘’seam track’’ yazılımı tarafından işlenir. Program ilk olarak resimde çizginin nerede olduğuna bakar. Sonra, istenen profile uygun bir görüntü arar. (çukur, tümsek, kenar vb.). eğer aranan profil bulunursa profilin önceden belirlenmiş profil nok-tasına kullanıcının görebilmesi için artı işareti yoktur. Profil noktası, takip edilen noktada belli bir tolerans aralığında ise işlem yapmaz [20].

4. SONUÇLAR

Robotik kaynak uygulaması ülkemizde gittikçe artan bir hızla imalat sanayisinde kullanılmak-tadır. Yurdumuzda isçilik ücretlerinin düşük olması ve sistemin ilk yatırım maliyeti bu uygulama-ya geçiş için dezavantaj olarak görülmekte ise de hız, üretkenlik ve kalitenin yüksek olması gibi avantajlar robotik kaynağa geçişi zorunlu kılmaktadır.

Bu çalışmada lazer sensör ve mekanik sensör ile kaynak izinin takibi yapılmıştır. Lazer sensör ve mekanik sensör uygun çalışma ortamları sağlandığında her türlü kaynak dikişi uygulamasında kullanılabilmektedir. Lazer sensör uygulamalarında kaynak ağzının genişliğine göre lazer sensör seçilmeli ve çalışma alanına yakın konumlanmasından dolayı soğutulması gerekmektedir. Lazer sensörden elde edilen kaynak hassasiyeti mekanik sensörle elde edilemedi.

Bulanık mantık sayesinde kaynak izi takibinin daha düşük hata ile yapılabildiği uygulanan deneylerde görülmüştür. Bulanık mantık uygulanmayan deneylerde ise kaynak izi takibinde ge-cikmeler, köşelerde takip hızını yakalayamama ve kaynak ağızlarının kenarlarından takip gibi olumsuzluklarla karşılaşılmıştır.

Mekanik sensör sadece anlık takip yaptığı ve kaynak torcuyla aynı hareket sistemine bağlı olduğundan dolayı gecikmeli cevap vermektedir. Dolayısıyla eksen değişiklikleri fazla olan iş par-çalarında kullanıldığında problemlerle karşılaşılmıştır.

Gelecekte lazerli iz takip sistemi edinmek isteyen firmaların çalışma şartları ve konumlandır-ma hassasiyeti, istenilen üretim hızı, gerekli kalite seviyesi ve kaynak edilecek parçaların çeşitliliği gibi parametreleri öncelikle belirlenmesi gerekmektedir.

TEŞEKKÜR

Bu çalışma Bilim, Sanayi ve Teknoloji Bakanlığı, SEYKOM Metal Makine Ltd. Şti. ve Selçuk Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri (BAP) Koordinatörlüğü tarafından 00384.STZ-2009-1 nolu SANTEZ projesi olarak desteklenmiştir. Verilen destekler için yazarlar ilgili kurum ve kişi-lere teşekkür eder.

KAYNAKLAR

[1] Kıyak E., Kahvecioğlu A., 2003, Bulanık Mantık ve Uçuş Kontrol Problemine Uygulanması, Havacılık ve Uzay Teknolojileri Dergisi, Cilt 1, Sayı 2, 63-72.

[2] Xiangdong G., Yamamoto M. and Mohri A., 2001, Application of fuzzy logic controller in the seam tracking of arc-welding robot, Hakozaki.

[3] Beatti J., 2004, Applications of laser seam tracking in welding thick wall vessels, Meta Vision Systems Ltd, UK.


[4] Sameda Y., 1992, Fuzzy Seam-Trackıng Controller, Heavy Apparatus Engineering Laboratory Toshiba Corporation, Japan.

[5] Kaneko Y., Yamane S., Kubota T. Ohshima K., 1993, Neural Network and Fuzzy Control in the Welding Robots Using CCD Camera and Touch Sensor, International Joint Conference on Neural Networks, Japan.

[6] Zhang H., Chen Q., Jin J., Pan J., 1996, Welding Seam Track Recognition Based On Welding Seam CCD İmage Pattern Feature, Chinese J. of Mechanical Engineering, 32(6):31-36.

[7] Fung, R.F., Chen, K.W., Yen, J.Y., 1999, Fuzzy sliding mode controlled slider-crank mechanism using a PM synchronous servo motor drive, International journal of mechanical sciences, 41 (3), 337-355.

[8] Kuo H., Wu L., 2002, An image tracking system for welded seams using fuzzy logic, Journal of Materials Processing Technology 120, 169–185.

[9] Fridenfalk M., Bolmsjö G., 2003, Design and validation of a universal 6D seam tracking system in robotic welding based on laser scanning, The Industrial Robot; pg. 437.

[10] Chen Z., Song Y., Zhang J., Zhang W., Jıang I., Xıa X., 2007, Laser vision sensing based on adaptive welding for aluminum alloy, China, 218–223.

[11] Chang-Hyun Kim, Tae-Yong Choi, Ju-Jang Lee, Jeong Suh, Kyoung-Taik Park, Hee-Shin Kang, 2010, International Journal of Mechatronics and Manufacturing Systems - Vol. 3, No.3/4 pp. 210 – 226.

[12] Kim C.H., Choi T.Y., Le J.J., Suh J., Park K.T., Kang H.S, 2008, Intelligent vision sensor for the robotic laser welding, IEEE International Conference on Industrial Informatic.

[13] Ting Z., Kai L., Shijie D., Shumei X., He H., 2009, Research on Seam Tracking Controller of Mobile Welding Robot , International Conference on Automation and Logistics Shenyang, pp. 2011-2015, China.

[14] Chu D., Chen Z., 2010, Application of laser seam tracking for special welding machine, China.

[15] Yın Y., Zhang C., Ye J., Zhang L., 2010, Study on Seam Tracking System Based on Fuzzy-PID Control, Hot Working Technology, China.

[16] Wang H.,Ma H., Yan C., 2010, A kind of automatic tracking system of welding seam basing on structure light, Electric Welding Machine, China.

[17] Öztürk A., 2011, Bulanık Mantık Kontrollü Kaynak Ağzı İzleyen kaynak Robotunun Tasarımı ve İmalatı, Yüksek Lisans Tezi, Selçuk Üniversitesi, KONYA.

[18] Luo H, Chen X Q. 2005, Laser visual sensing for seam tracking in robotic arc welding of titanium alloys, Inter. J. Advanced Manufacturing Technology, 1012– 1017.

[19] www.ukde.com.tr (12.01.2011)

[20] http://www.meta-mvs.com (12.06.2011)

434


ÖZGEÇMİŞLER

Ahmet ÖZTÜRK

1985 yılına Bursa’nın Nilüfer ilçesinde doğdu. 1999 yılında Hasanağa ilköğretim okulunu, 2002 yılında da Bursa Çınar Lisesini bitirdi. 2004 yılında Selçuk Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Makine Eğitimi bölümünü kazandı. 2008 yılında Makine Eğitimi Bölümünden mezun oldu. Aynı yıl Selçuk Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Eğitimi Ana Bilim Dalı’nda yüksek lisans öğrencisi olarak yüksek lisans öğrenimine başladı.

Halen Selçuk Üniversitesi’nde yüksek lisans öğrencisi olarak eğitimini sürdürmekte olup yük-sek lisansta otomotivde veri işlemleri alımı ve analizi, imalatta otomasyon, fotogrametrik amaç-lı matlab ile yazılım geliştirme, bilgisayarlı modelleme ve yapay zekâ uygulamaları, konularında dersler almıştır. Proje kapsamında bursiyer olarak ve Ukde Mühendislik Ltd. Şti.de Teknik Öğret-men olarak görev yapmaktadır.

İlhan ASİLTÜRK

İlk, orta ve lise eğitimini Çankırı’da tamamlayıp, İçişleri Bakanlığı emrinde Çankırı, Eskişe-hir ve Kayseri, İstanbul ve Edirne illerinde görev aldı. 1997 öğretim yılında Erciyes. Ü. Makine Mühendisliği Bölümü bitirdi. 1998 yılında Sel. Üni.’de öğretim görevliliğine atandı. 2000 yılında Er. Ün. Fen. Bil. Enstitüsü Makine Mühendisliği ABD’dan Yüksek Mühendis olarak mezun oldu. 2007 Yılında Selçuk. Ü. Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Mühendisliği ABD’de doktora unvanı aldı. 2007 yılında Yrd. Doçentliğe atandı. Yapay zekâ, otomasyon imalatta zeki kontrol, konu-larında çalışmaktadır. AB, TÜBİTAK, SAN-TEZ, DPT (Kalkınma Ajansları) projelerinin hazır-lanması, bağımsız değerlendiriciliği, izleyiciliği ve yöneticiliği görevlerinde bulunmuştur. Halen doktora sonrası TÜBİTAK araştırma bursu ile Purdue School of Engineering and Technology Ad-vanced Engineering and Manufacturing Laboratory (AEML) da çalışmalarına devam etmektedir. MMO Genel Merkez Delegesi ve Oda sicil: 47778. Nolu üyesidir.

Hayrettin DUZCUKOGLU

İlk, orta ve lise eğitimini Zonguldak’ta tamamladı. 1993 yılında Gazi üniversitesi Makine Eğitimi Makine Resim ve Konstrüksiyon ABD mezun oldu. 1994-1996 Dumlupınar Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesinde Uzman olarak görev yaptı. 1997 yılında Dumlupınar Üniversitesi FBE Makine Mühendisliği Bölümünde yüksek lisansını 2002 yılında ise Gazi Üniversitesi FBE Makine Eğitimi doktorasını tamamladı. 1997 yılında Selçuk Üniversitesi Teknik Eğitim Fakültesi Makine Eğitimi Bölümünde göreve başladı. S.U.Teknoloji Fakültesi Makine Mühendisliği Bölümünde Doç.Dr. olarak gorevine devam etmektedir.

Dr. Ömer Aydoğdu

1995 yılında Selçuk Üniv., Mühendislik-Mimarlık Fakültesi, Elektrik-Elektronik Mühendisli-ği Bölümünden Lisans, Selçuk Üniv., Fen Bilimleri Enstitüsü, Elektrik-Elektronik Müh. A.B.D. 1999 yılında Yüksek Lisans ve 2006 yılında Doktora derecelerini aldı. Aynı bölüme 1996 yılın-da Araştırma Görevlisi, 2007 yılında Yrd.Doç.Dr olarak atandı. Dr. Ömer AYDOĞDU, Bulanık Denetleyiciler, Adaptif Kontrol Sistemleri, Oto-Tuning Denetleyiciler, Fırçasız DC Motorlar ve Sürücüleri konularında çalışmaktadır.

2. gÜn oturum 6a.pdfgüney akin bulanik mantik kontrollÜ kaynak ağzi İzleyen kaynak robotunun...

Documents