DIN 1.5535 Alaşımlı M5x40 Cıvatalarının Soğuk Dövme ve Arıza Evriminin Sayısal Olarak İncelenmesi

Özet
 
Bu çalışmada, DIN 1.5535 M5x40 cıvataların soğuk dövme ve kırılmaları deneysel ve sayısal olarak incelenmiştir. Dövme işlemlerinin termo-mekanik simülasyonları SIMUFACT FORMING sonlu ögeler yazılımında hazırlandı. Simüle edilen parçalar üzerindeki arıza evrimi, Cockroft-Latham hasar kriterleri kullanılarak tahmin edilmiştir. Dövme deneyleri, kırığın cıvatanın flanşı boyunca düz veya eğimli doğrultuda yayıldığını göstermiştir. Sayısal modeller ve deneyler, dövme sırasında vuruş sapmasının eğimli çatlaklardan sorumlu olduğunu, düz çatlakların ise hammadde kusuruyla ilişkili olduğunu ortaya çıkarmıştır. Ayrıca hasar modeli sonuçları, kırık inceleme mekanizmasını anlamak için stres üçeksenliliği ile birleşmesi gerektiğini de gösterilmiştir.
 
Anahtar kelimeler: Soğuk dövme; çatlak; kırık; simulasyon; sayısal
 
1. Sunuş
 
Günümüzde, hemen hemen tüm üretim süreçleri, herhangi bir deneme ve hata testi yapmadan ürün, alet veya kalıp tasarımı ile ilgili sorunları ortadan kaldırmak için bilgisayar simülasyonlarından yararlanmaktadır. Termo-mekanik lineer olmayan sonlu elemanlar (FE) kodlarına sahip ticari olarak geliştirilmiş simülasyon yazılımı, mühendislerin ürünü üretmeden önce olası arızaları tespit etmelerini sağlar.
 
Özellikle metallerin şekillendirme işlemlerinde, bir çok mühendis ve araştırmacı tarafından FE yazılımlarının yüksek hata tahmin etme özelliği kullanılmıştır. Bu nitelik, uygun olmayan alet veya kalıp tasarımını sönümlendirilmesi suretiyle üretim maliyetlerini büyük ölçüde etkiler.
 
Soğuk dövme, tasarımcıların yüksek üretim oranlarına ve iyi mekanik özelliklere sahip parçalar oluşturmasını sağlayan net şekilli bir şekillendirme yöntemidir. Ciddi plastik deformasyonu, yüksek gerilme oranları ve düşük malzeme sıcaklığı nedeniyle, ılık ya da sıcak dövme işlemlerinin aksine, soğuk dövme sırasında malzemenin şekillenme limiti aşılabilir. Bu nedenle, ürün üzerinde hasar ve sünek kırılma oluşabilir. Sünek kırılma, malzemenin matriksindeki mikro boşlukların evrimi ile ilişkilidir. Süreç, bir ek veya ikinci bir faz olabilen bir parçacık tarafından üretilen serbest bir yüzeyin yaratılmasıyla başlar. Bu parçacık etrafında bir mikro boşluk oluşur. Çekme gerilmesi altında boşluk, komşu mikro boşluklarla uzanmaya ve ilişkilenmeye başlar. Kritik boşluk hacminden sonra, malzeme yük taşıma yeteneğini kaybeder ve granüller arası kırılma olur. Sünek kırılma mekanizmaları hakkında ayrıntılı literatür araştırması, Cao çalışmasında bulunabilir [1]. Metal şekillendirme işlemlerinin sayısal simülasyonlarında, hatayı tahmin etmek için matematiksel hasar modelleri kullanılmıştır. En çok kullanılan modeller Cockroft-Latham [2], Lemaitre [3] ve Johnson-Cook [4] hata modelleri olarak listelenebilir. Cockroft-Latham hasar modeli, maksimum prensip stresine dayanır ve makro kırılmaların evrimini ve yerini belirlemek için yaygın olarak kullanılır. Lemaitre modeli, boşluk oluşumu ve büyümesini tahmin etme yeteneğine sahip bir mikro-mekanik modeldir. Johnson-Cook modeli, gerinme, gerinme oranı ve sıcaklığın etkilerini dikkate alır, ancak model parametrelerinin belirlenmesi karmaşıktır. Metal şekillendirmede hasar modellemesi hakkında daha fazla bilgi Saanouni ve ark. [5] çalışmasında bulunabilir. Literatürde, bu modelleri metal şekillendirme nümerik simülasyonlarında kullanan birçok araştırma bulunmaktadır. Samolyk ve ark. [6], DEFORM sonlu ögeler yazılımı üzerinde gerçekleştirilen sayısal simülasyonları kullanarak yörüngesel dövme işlemi sırasında alüminyum alaşımlı çalışma parçası üzerinde kırık oluşumunu araştırmışlardır. Cockroft-Latham modeli hasar kriteri olarak kullanılmıştır. Şekillendirme sırasında parçaların yüzeyinde dairesel olarak yayılan çatlaklar görülmüştür. Simüle edilen parçalar üzerindeki çatlakların bulunduğu yerlerde maksimum hasar meydana gelmiştir. Bariani ve ark. [7] Xue ve Wierzbicky hasar modelini lineer hasar yasası ile modifiye ettiler ve sonuçları C35 Torx soket vidasının soğuk dövme işlemindeki Oyane hasar modelinin sonuçları ile karşılaştırdılar. Oyane hasar modelinin aksine, modifiye edilmiş hasar modelinin, kırığın tam yerini ve malzemenin arıza verdiği zamanı tahmin edebileceği görülmüştür. Boyer ve ark. [8] modifiye Rice ve Tracey hasar modelini, sünek metallerde boşluk oluşumunu tahmin etmek için kesme gerilmesinin etkisini dahil etmek üzere modifiye ettiler. Yeni hasar modelinin kırık evrimi tahmininin doğruluğunu arttırdığı görülmüştür.
 
Literatürde metal şekillendirme işlemlerinde hata evrimi konusunda pek çok çalışma yapılmasına rağmen, bu modellerin çok aşamalı dövme gibi endüstriyel uygulamalarına yönelik araştırmalar oldukça nadirdir. Bu durumdan hareketle, DIN 1.5535 alaşımlı M5x40 cıvatalarının soğuk dövme ve kırılma evrimi deneysel ve sayısal olarak incelenmiştir. Çalışmanın ilk bölümünde hasarlı civatalar incelenmiş ve civatalardaki kırılma lokusu belirlenmiştir. Bundan sonra, M5 cıvataların çoklu dövme işleminin simülasyonları, ticari FE kod SIMUFACT FORMING Cockroft-Latham hasar modeliyle hazırlandı. Son olarak, sayısal ve deneysel bulgular karşılaştırıldı.
 
2. M5x40 civataların soğuk dövülmesi
 
M5x40 cıvataları NORM Fasteners Co.’da DIN 1.5535 orta karbonlu çelik kütükler kullanılarak 40 tonluk maksimum yük kapasitesine sahip bir makinede soğuk dövme yapıldı. Cıvatanın teknik çizimi ve şekillendirme adımları sırasıyla Şekil 1(a) ve (b)’de gösterilmiştir. Şekillendirme işlemi, ilk istasyonda iş parçasının enkesit alanının dövülmesi ve azaltılması ile başlar. Burada, iş parçasının başlangıç çapı olan 4.7 mm, şaft bölümünde 4,33 mm’ye düşürüldü. Sonraki istasyonda başın ön şekillendirilmesi gerçekleştirildi. Baş ve soketin son şekli 3. istasyonda verildi. Bu istasyonda soketin oluşturulması sırasında cıvata kafasında kırılma oluştu.
 
Hasarlı cıvatalar üzerinde makro analiz yapılmış ve kırık yayılma yollarına göre iki farklı gruba ayrılmıştır. Kırılma T25 soketinin köşesinde başlamış ve 52° ve 57° arasında değişen eğim açısıyla flanş boyunca yayılmıştır veya Şekil 2 (a) ve (b)’de sırasıyla gösterildiği gibi dikey olarak ilerlemiştir.


 
CAD modeli ve hasarlı cıvataların resimleri, her iki kırık tipi için Şekil 3’te gösterildiği gibi, tasarlanmış geometriden herhangi bir sapmayı belirlemek için karşılaştırılmıştır. Geometrik analiz, Şekil 3(a)’da gösterildiği gibi, eğimli çatlağa sahip civatalar için, soketin orta noktasının tasarım geometrisinden 0.4 ve 0.8 mm arasında saptığını göstermiştir. Öte yandan, dik yayılan kırığa sahip cıvatalar için sapma belirlenmemiştir (Şekil 3 (b)).


 
3. Sayısal modeller
 
M5 civatanın her dövme istasyonunun sayısal modelleri SIMUFACT FORMING sonlu ögeler ticari yazılımında hazırlandı. Dövme simülasyonları, eşleşmiş termo-mekanik analiz metodu kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Şekil 4, istasyonların modellerini göstermektedir.



Sayısal modeller, hareketli ve sabit kalıplar ve çalışma parçalarından oluşuyordu. Hareketli kalıp tanımlanan prese bağlanmış ve sabit kalıp tüm yönlerde ve rotasyonlarda sınırlanmıştır. Her iki kalıp da kaba olarak modellenmiştir. Çalışma parçası, plastik malzeme olarak modellenmiştir ve uzun süreli CPU hesaplama süreleri nedeniyle elastik deformasyonlar göz ardı edilmiştir. Elastik deformasyonlar, malzemenin dövme gibi sadece büyük parti şekillendirme işleminde deformasyon üzerinde gözardı edilebilir  etkilere sahiptir. Gerinim hızı ve 1-50 s-1 ile 20-400°C arasında değişen sıcaklıklara bağlı DIN 1.5535 akış eğrileri yazılıma tanımlanmıştır. Sayısal modellerde Cockroft-Latham (CL) hasar modeli kullanılmıştır. CL model formülasyonu;

 
D, σmax,  ve ,  sırasıyla, CL hasar değeri, maksimum prensip stresi, eşdeğer stress ve eşdeğer plastik gerinimidir. Sayısal modellerde, CL hasar değeri birliğe ulaştığında kırığın oluştuğu varsayılmıştır. İlk iki istasyon aksimetrik koşul nedeniyle 2D olarak modellenirken, 3. dövme istasyonu 3D olarak modellenmiştir. 2 ve 3 boyutlu modellerde iş parçasının FE yüzey dağılımları Şekil 5 (a) ve (b)’de sırasıyla gösterilmiştir. 2D simülasyonlarda, yaklaşık 2600 adet dörtlü öge kullanılmıştır ve 3B simülasyonlarda parça olarak 38000 adet altıyüzlü öge tanımlanmıştır. 3. istasyonda, cıvatanın soket ve son kafa geometrisi oluşturuldu ve cıvatanın kafa kısmında plastik deformasyon yer aldı. CPU zamanını azaltmak için, cıvatanın baş kısmı daha küçük ögelerle ağlanırken, cıvatanın geri kalanı Şekil 5(b)’de gösterildiği gibi daha kaba ögelerle sağlanmıştır.


 
Ayrıca, vuruş sapmasının kırılma evrimi üzerindeki etkilerini araştırmak için vuruşun 0.4 ve 0.8 mm olarak saptırılmasıyla bir dizi simülasyon gerçekleştirilmiştir.
  
4. Sonuç ve tartışma
4.1. Mükemmel dövme koşullarında sayısal modelleme
 
Bu bölümde, mükemmel şekillendirme koşulları altında dövme işleminin nümerik sonuçları (vuruş saptırılmadan) sunulmuştur. Farklı dövme istasyonlarındaki parçalarda etkili plastik gerinim dağılımı Şekil 6(a)’da gösterilmiştir. Tüm istasyonlarda, kafa bölümü üzerinde etkili bir plastik gerinim olduğu görülmüş ve 3. istasyonda cıvatanın soket bölümünde maksimum plastik geriniminin yaklaşık 3,4 olduğu belirlenmiştir. Kırılma loküsünde arızaya neden olabilecek ciddi ve lokalize plastik gerinim yoktur. 3. istasyonda parçanın CAD ve simülasyon modeli Şekil 6(b)’de karşılaştırılmıştır. Şekilde gösterildiği gibi, her iki geometrinin her yönde birbirine uyduğu görülmüştür.



 
Sayısal çalışmaların ardından, kırılmanın nedenlerini araştırmak için 3. istasyonda parçanın şekilendirilmesi üzerinde duruldu. Plastik gerinim dağılımına ek olarak, metallerde hasar evrimini öngörmek için stres üçeksenliliği dağılımını da belirlemek gereklidir [9]. Stres üçeksenliliği aşağıdaki gibi tanımlanır;


 
Burada, σ*, σh ve σ, sırasıyla, stres üçeksenliliği, hidrostatik ve eşdeğer stresdir. Hidrostatik stres malzemenin sünekliğini arttırdığı ve çekme gerilimi niteliğı nedeniyle kırılma evrimini tetiklemekten sorumlu olduğu bilinmektedir. Stres üçeksenliliği pozitif değerlere ulaştığında, malzemenin bozulma gerinimi azalmaya başlar. Bu nedenle, kırılma, daha düşük bozulma geriniminde meydana gelebilir.
 
Şekil 7, değişken vuruş darbesinde 3. istasyonda stres üçeksenlilik dağılımını göstermektedir. Parçaya vuruş artmasıyla, stres üçeksenlilik değerleri 1,8 mm vuruş darbesinde oklarla gösterilen soketin köşelerinde pozitif maksimum değerlere ulaşır. Soket oluşumu tamamlandığında, 3 mm’lik vuruş darbesi sonrası stres üçeksenlilik negatif değerlere düşmüştür. Bu sonuç, soket köşeleri yakınındaki başın üzerinde maksimum çekme streslerinin üretildiğini ve herhangi bir hammadde kusurunun veya uygun şekillendirme koşullarından sapmanın bu alanlar üzerindeki arızalara neden olabileceğini gösterdi.


 
3. istasyondaki Cockroft-Latham hasar değeri dağılımı Şekil 8’de verilmiştir. Şekilde görüldüğü üzere, maksimum hasar değeri 0,56 olarak görülmüştür, bu da bu istasyonda herhangi bir bozulma olmadığını gösterir. Gerilim üç eksenliliği ile aynı olarak, ilk önce soket köşelerinde görülen maksimum hasar değeri, daha sonra baş ve flanşın dış kısmına dağıtılır.


 
Yukarıda belirtilen sonuçlara göre, mükemmel haddeleme şartlarında cıvatalarda kırılma beklenmemiştir. Zhang ve Thomas [10] çalışmasında tasvir edildiği gibi metalik olmayan oksit birikintileri veya kıymık kusurları (haddeleme yönüne paralel olan malzeme yüzeyindeki kusurlar) metal şekillendirme işlemleriyle üretilen parçalar üzerindeki kırıklardan sorumludur. Buradan hareketle, dikey olarak yayılan kırığa sahip olan hasarlı cıvatalar, stereo zoom mikroskobu kullanılarak dağlanıp incelendi. Şekil 9›da gösterildiği gibi, parçalar üzerinde uzunlamasına yüzey kusurları belirlenmiştir. dövme ve soket şekillendirme sırasında, bu kusur, kırılma başlangıcını tetiklemiş ve kafada bir çatlak açılması oluşturmuştur. 


 
4.2. Vuruş sapması dikkate alınarak sayısal modelleme
 
Şekil 10(a) ve (b), 0.4 ve 0.8 mm’lik vuruş sapmaları için 3. istasyondaki cıvatalardaki CL hasar değeri dağılımını göstermektedir. Vuruş sapmasının artmasıyla, hem soket köşelerinde hem de flanşta hasar değerinin arttığı görülmüştür. Bu durum, dar bir alanda stresin artmasına götüren vuruş sapması yönünde malzemenin hacim azalmanın nedeni olabilir. Bu alandaki yüksek çekme stresi, makro kesme kırığına yol açacak şekilde boşlukların evrilmesini ve toplaşımını tetiklemiştir. Maksimum hasarı alan ve her iki vuruş sapması için Şekil 10(c)’de sunulan bu alanlarda CL hasar değerleri de toplanmıştır. Şekilde görüldüğü üzere, 0,4 ve 0,8 mm vuruş sapması için maksimum hasar değeri sırasıyla 0,81 ve 0,98 olarak belirlenmiştir. Bu sonuçlar, vuruş sapmasının, kırık başlangıcında büyük bir etkiye sahip olduğunu kanıtlamıştır. 




 
5. Sonuç
 
Bu çalışmada, DIN 1.5535 M5x40 cıvataların soğuk dövme ve kırılmaları deneysel ve sayısal olarak incelenmiştir. Haddeleme işlemlerinin termo-mekanik simülasyonları, SIMUFACT FORMING sonlu ögeler yazılımında hazırlanmıştır ve dövme üçeksenliliği ve Cockroft-Latham hasar değerlerinin dağılımı gibi mekanik değişkenler incelenerek, haddeleme işleminde kırılma başlangıç nedenleri ortaya çıkarılmıştır. Sayısal ve deneysel bulgulara göre, aşağıdaki sonuçlara varılmıştır;
 
Haddeleme işleminin sayısal modelleri, kırılma evriminin hammadde kusuru veya hatalı haddeleme işlemiyle ilişkili olduğunu göstermiştir.
Düz kırığa sahip cıvataların analizi, cıvataların yüzeylerinde kıymık kusuru olduğunu göstermiştir. Kıymık kusurunun çatlağın açılmasına ve kırığın düz bir şekilde yayılmasına neden olduğu görülmüştür.
 
Sayısal analiz, 3. istasyondaki haddeleme sırasındaki vuruş sapmasının, cıvata üzerinde eğik kırılma evrimi yarattığını kanıtlamıştır.
Metal haddeleme işleminde kırılmanın daha iyi tahmin edilmesi ve arıza mekanizmasının daha iyi anlaşılması için, hasar model sonuçları stres üçeksenliliği ile birleştirilmelidir.
 
Kaynakça
1. Cao, T.S., Parti metal soğuk şekillendirme işlemlerinde sünek hasarı ve kırılma tahmin modelleri: bir inceleme. Uluslararası Malzeme Şekilllendirme Dergisi, 2015.
 
2. Cockroft, M.G. and D.J. Latham, Süneklik ve metalin işlenebilirliği. Metal Enstitüsü Dergisi, 1968. 96: s. 33-39.
 
3. Lemaitre, J., Sünek kırılma için süreğen hasar mekanikleri modeli. Malzeme ve Teknoloji Mühendisliği Dergisi, Amerikan Mekanik Mühendislik Derneği İşlemleri, 1985. 107: s. 9-83.
 
4. GR, J. and C. WH, Çeşitli gerinimlere, gerinim oranları, ısılar ve baskılara tabi 3 metalin kırılma özellikleri. Kırılma Mekanikleri Teknikleri, 1985. 21(1): s. 31-48.
 
5. Saanouni, K., K. Nesnas, and Y. Hammi, Metal Şekillendirme Süreçlerinde Hasar Modelleme Uluslararası Hasar Mekanikleri Dergisi, 2000. 9: s. 196-240.
 
6. Samołyk, G., J. Tomczak, and J. Bartnicki, AlCu4MgSi Alaşımın Yörüngesel Haddeleme ile Soğuk Şekillendirilmesi. Metalurji ve Malzeme Arşivi, 2012. 57(1).
 
7. Bariani, P.F., et al., Soğuk haddeleme işlem zincirlerinde sünek kırılma tahmini. CIRP Annals - İmalat Teknolojisi, 2011. 60(1): s. 287-290.
 
8. Boyer, J.-C., E. Vidal-Sallé, and C. Staub, Sünek hasar modeline bağlı kesme stresi. Malzeme İşleme Teknolojisi Dergisi, 2002. 121(1): s. 87-93.
 
9. Mirone, G. and D. Corallo, Stres üçeksenliliğinin etkisinin değerlendirilmesinde yerel bir bakış açısı ve sünek hatası ve sertleşmede Lode açısı. International Journal of Plasticity, 2010. 26(3): p. 348-371.
 
10. Zhang, L. and B.G. Thomas, Çelik temizliğinin değerlendirilmesi ve kontrolü - 85. Çelik Konstrüksiyon Konferansı Bildirileri. 2002: Warrendale, PA. p. 431-452.

Tarih : 9.11.2018