Tablo 3.10’da, döküm prosesiyle ilgili yapılmış optimum aşı türünün belirlenmesi deneysel çalışmasından elde edilen XA7, XA9, XC7, XC9, XA13, XA14, XC12 ve XC14 numunelerinin (Bakınız: Tablo 2.16.) çekme değerleri görülmektedir. Şekil 3.53, 3.54, 3.55, 3.56, 3.57, 3.58, 3.59 ve 3.60’da, sırasıyla, bu numunelerin gerilme- uzama eğrileri görülmektedir.
Tablo 3.10. Optimum aşı türünün belirlenmesi deneysel çalışmasından elde edilen numunelerin çekme değerleri
Numune Aşı Türü Tretman Malzemesi Miktarı
(g) Çekme Mukavemeti (MPa) XA7 Inogen 75 625 464 XA9 471 XC7 500 421 XC9 435 XA13 SB 5 625 499 XA14 520 XC12 500 457 XC14 452
Tablo 3.10’da görüldüğü üzere, tretman malzemesi miktarının artmasıyla doğru orantılı olarak çekme mukavemeti değerinin de bir artış gösterdiği tespit edildi. Tretman malzemesinin kimyasal kompozisyonunda (Bakınız: Tablo 2.9.) neredeyse 50%’ye yakın Si ve 1%’e yakın Al alaşım elementlerinin varlığı, sıvı metale daha fazla miktarda ilave edildikçe (500 g yerine 625 g) çekme mukavemetinde de arttırıcı yönde bir etki sağladığı düşünülmektedir. Ayrıca, yine tretman malzemesinin kimyasal kompozisyonunda bulunan ~5% Mg alaşım elementinin varlığı yapıdaki grafiti yumrulaştırıcı etkisi olduğundan dolayı grafitlerin keskin uçlarının sebep olduğu çentik etkisini ortadan kaldırarak çekme mukavemeti değerini geliştirdiği
122
düşünülmektedir. Bunlara ilave olarak, aşı türünde Inogen 75 aşılayıcı yerine SB 5 aşılayıcı kullanıldığında çekme mukavemeti değerinde ~8%’e varan bir artışın meydana geldiği tespit edildi. Bu aşı türlerinin kimyasal kompozisyonları (Bakınız: Tablo 2.13.), SB 5 aşılayıcıda bulunan 2-2,5% aralığındaki Ba alaşım elementi haricinde neredeyse eşdeğer olmaktadır. Ba alaşım elementi aşı etki süresini uzatmaktadır [85, 86]. Uzun süren aşı etkisinin, dökümde sert ve kırılgan Fe3C yapısını azalttığı ve nispeten zayıf grafit yapısını iyileştirdiği düşünülmektedir. Çekme mukavemeti değerleri incelendiğinde, XC7 ve XC9 numunelerinin (Inogen 75 aşı türü ve 500 g tretman malzemesi) çekme mukavemeti değerlerinin, tez kapsamında hedeflenen çekme mukavemeti değerinin (≥450 MPa) altında kaldığı tespit edildi. Bundan dolayı, kalıpta işlem tretman tekniğiyle ISO 16112/JV/450 malzeme sınıfında bir VGDD raylı araç fren diski dökülmesi arzu edildiğinde aşı türünün Inogen 75 ve tretman malzemesi miktarının 500 g olarak kullanılmaması gerektiği öngörüldü. Diğer taraftan, kalıpta işlem tretman tekniğiyle ISO 16112/JV/450 malzeme sınıfında bir VGDD raylı araç fren diski dökmek için optimum aşı türünün SB 5 ve optimum tretman malzemesi miktarının 625 g olduğu sonucuna varıldı.
Şekil 3.53. XA7 numunesinin (Inogen 75 aşı türü ve 625 g tretman malzemesi) gerilme-uzama eğrisi
123
Şekil 3.54. XA9 numunesinin (Inogen 75 aşı türü ve 625 g tretman malzemesi) gerilme-uzama eğrisi
Şekil 3.55. XC7 numunesinin (Inogen 75 aşı türü ve 500 g tretman malzemesi) gerilme-uzama eğrisi
Şekil 3.56. XC9 numunesinin (Inogen 75 aşı türü ve 500 g tretman malzemesi) gerilme-uzama eğrisi
124
Şekil 3.57. XA13 numunesinin (SB 5 aşı türü ve 625 g tretman malzemesi) gerilme-uzama eğrisi
Şekil 3.58. XA14 numunesinin (SB 5 aşı türü ve 625 g tretman malzemesi) gerilme-uzama eğrisi
Şekil 3.59. XC12 numunesinin (SB 5 aşı türü ve 500 g tretman malzemesi) gerilme-uzama eğrisi
125
Şekil 3.60. XC14 numunesinin (SB 5 aşı türü ve 500 g tretman malzemesi) gerilme-uzama eğrisi
Bu tezin 2.4.3.2. başlığında bildirilenler esas alınarak tam faktöriyel deney tasarımı çalışıldı. Şekil 3.61 ve 3.62’de, sırasıyla, çekme mukavemeti değeri üzerine parametrelerin etkilerini ve parametreler arası etkileşimleri gösteren grafikler görülmektedir.
126
Şekil 3.62. Çekme mukavemeti değeri üzerine parametreler arası etkileşimler
Şekil 3.61’de görüldüğü üzere, çekme mukavemeti değeri üzerine tretman malzemesi miktarı parametresinin, aşı türü parametresine göre daha fazla etkisi olduğu tespit edildi. Tretman malzemesi miktarı parametresinin seviyelerinden 625 g ile 500 g’a göre çekme mukavemeti değerinde artış sağlandı. Aşı türü parametresinin seviyelerinden SB 5 ile Inogen 75’e göre daha yüksek çekme mukavemeti değerine ulaşıldı. En yüksek çekme mukavemeti değerinin 625 g tretman malzemesi ile SB 5 aşı türünün birlikte kullanıldığı döküm prosesinden sağlanacağı sonucuna varıldı. Şekil 3.62’de görüldüğü üzere, parametreler arası etkileşimlerin olmadığı tespit edildi. Mikro yapı görüntüleri incelendiğinde, çekme mukavemeti değeri arttıkça grafitlerin daha yumrulu bir form aldığı ve bölgesel olarak küresel grafit formunun daha yoğunlaştığı gözlemlendi. Şekil 3.63’de, mikro yapı ile çekme mukavemeti ve küresellik arasındaki ilişki görülmektedir. Şekil 3.63’de, SEM görüntüleri üzerinde kırmızı renkli çizgilerle belirtilmiş bölgelerin içinde yoğunlaşan küresel grafit formları bu gözlemi doğrular niteliktedir.
127
Şekil 3.63. Mikro yapı ile çekme mukavemeti ve küresellik arasındaki ilişki
VGDD’lerde, küresellik değeri arttıkça çekme mukavemeti değerinin de arttığı gözlemlendi. Şekil 3.64’de, ortalama çekme mukavemeti ile küresellik arasındaki ilişki görülmektedir.
128
Şekil 3.64. Ortalama çekme mukavemeti ile küresellik arasındaki ilişki
Genel bir değerlendirme olarak, aynı aşı türü ve farklı tretman malzemesi miktarı kullanılarak dökülen numunelerde, tretman malzemesi miktarı 500 g’dan 625 g’a arttırıldığında VGDD’lerde ortalama çekme mukavemeti değerinin arttıkça ortalama sertlik değerinin de arttığı gözlemlendi. Bu gözlem, literatürden sağlanan verilerle örtüşmektedir [44]. Şekil 3.65’de, ortalama çekme mukavemeti ile ortalama sertlik arasındaki ilişki görülmektedir.
129 3.4.3. Charpy darbe testlerinin sonuçları
Tablo 3.11’de, döküm prosesiyle ilgili yapılmış optimum aşı türünün belirlenmesi deneysel çalışmasından elde edilen XA7, XA9, XC7, XC9, XA13, XA14, XC12 ve XC14 numunelerinin (Bakınız: Tablo 2.16.) Charpy darbe dayanımı değerleri görülmektedir.
Tablo 3.11. Optimum aşı türünün belirlenmesi deneysel çalışmasından elde edilen numunelerin Charpy darbe dayanımı değerleri
Numune Aşı Türü Tretman Malzemesi Miktarı (g) +20 °C’de Charpy Darbe Dayanımı (J) -20 °C’de Charpy Darbe Dayanımı (J) XA7 Inogen 75 625 3,09 2,76 XA9 3,72 3,61 XC7 500 4,83 2,97 XC9 4,6 3,72 XA13 SB 5 625 3,61 3,07 XA14 3,83 3,61 XC12 500 3,5 3,29 XC14 4,94 2,86
Tablo 3.11’de görüldüğü üzere, tüm numunelerin +20 °C ve -20 °C sıcaklık seviyelerindeki Charpy darbe dayanımı değerleri, tez kapsamında hedeflenen Charpy darbe dayanımı değerinin (≥2 J) üstünde elde edildi. +20 °C sıcaklık seviyesinde en yüksek Charpy darbe dayanımı değeri XC14 numunesiyle (SB 5 aşı türü ve 500 g tretman malzemesi); en düşük Charpy darbe dayanımı değeri XA7 numunesiyle (Inogen 75 aşı türü ve 625 g tretman malzemesi) elde edildi. -20 °C sıcaklık seviyesinde en yüksek Charpy darbe dayanımı değeri XC9 numunesiyle (Inogen 75 aşı türü ve 500 g tretman malzemesi); en düşük Charpy darbe dayanımı değeri XA7 numunesiyle (Inogen 75 aşı türü ve 625 g tretman malzemesi) elde edildi. Şekil 3.66’da, tüm numunelerin ortalama Charpy darbe dayanımı değerlerinin sıcaklık seviyesine göre değişimleri görülmektedir.
130
Şekil 3.66. Tüm numunelerin ortalama Charpy darbe dayanımı değerlerinin sıcaklık seviyesine göre değişimleri
Şekil 3.66’da görüldüğü üzere, +20 °C sıcaklık seviyesinden -20 °C sıcaklık seviyesine geçişlerde tüm numunelerin Charpy darbe dayanımı değerlerinde bir azalmanın meydana geldiği sonucuna varıldı. Bu beklenen bir durum olmaktadır. Sıcaklık seviyesi düştükçe darba dayanımı azalmaktadır [87]. Bu azalmanın 500 g tretman malzemesi kullanılarak dökülen numunelerde, 625 g tretman malzemesi kullanılarak dökülen numunelere göre daha fazla olduğu tespit edildi. 500 g tretman malzemesi kullanılarak dökülen numunelerde bu azalmanın değişim miktarı ~28%; 625 g tretman malzemesi kullanılarak dökülen numunelerde ise bu azalmanın değişim miktarı ~8% olarak hesap edildi.
Çentikli bir numune zorlandığında çentiğin tabanına dik bir gerilim meydana gelmektedir. Kırılmanın başlaması bu gerilimin etkisiyle olmaktadır. Numunenin kırılabilmesi için bu dik (normal) gerilimin, kristalleri bir arada tutan veya kristallerin kaymasına karşı koyan kohezif (yapışma) dayanımından daha fazla olması gerekmektedir. Numune, plastik şekil değişimine fırsat bulamadan kırılma meydana geliyorsa, buna gevrek kırılma adı verilmektedir. Gevrek kırılmada, kırılan yüzey düz bir ayrılma yüzeyi olmaktadır. Kırılma yüzeyi parıltılı ve taneli olmaktadır. Darbenin etkisiyle ilk çatlak kolayca meydana gelebilmekte ve çatlak, numune içinde hızla yayılabilmektedir [87]. Şekil 3.67’de, tez kapsamında dökülen bir numuneye Charpy darbe testi uygulandıktan sonra numunede oluşan kırılma yüzeyleri görülmektedir.
131
Charpy darbe testi uygulanan tüm numunelerin kırılma yüzeylerinin benzer bir şekilde oluştuğu görüldü.
Şekil 3.67. Charpy darbe testi uygulanan bir numunede oluşan kırılma yüzeyleri Şekil 3.67’de görüldüğü üzere, Charpy darbe testi uygulanan numunede oluşan kırılma yüzeyinin düz, parıltılı ve taneli olduğu tespit edildi. Bundan dolayı, tez kapsamında üretilen prototip VGDD raylı araç fren disklerinden alınan numunelerde gevrek kırılmanın meydana geldiği sonucuna varıldı.
Döküm prosesinde, optimum aşı türünün belirlenmesi deneysel çalışmasından elde edilen prototip VGDD raylı araç fren disklerinin metalürjik ve mekanik özellikleri bir arada değerlendirildi ve birbirleriyle ilişkilendirildi. Tablo 3.12’de, bu değerlendirme ve ilişkilendirme görülmektedir.
132
Tablo 3.12. Prototip VGDD raylı araç fren disklerinin metalürjik ve mekanik özelliklerinin bir arada değerlendirilmesi ve birbirleriyle ilişkilendirilmesi Aşı Türü Tretman Malzemesi (g)
Metalürjik Özellikler Ortalama Mekanik Özellikler*
Açıklamalar Perlit
(%)
Küresellik (%)
Mikro Yapı** Çekme
Mukavemeti (MPa) Sertlik (HB) Darbe Dayanımı (J)
Metal Mikroskobu SEM
Inogen
75 625 96,2 10,04 467,5 210,8 3,405
Şekil 4.1, 4.2 ve 4.3’de, sırasıyla, ortalama çekme mukavemeti ile
küresellik arasındaki, ortalama çekme mukavemeti ile ortalama sertlik arasındaki ve mikro
yapı ile çekme mukavemeti ve küresellik arasındaki ilişkiler görülmektedir. Inogen 75 500 98 4,55 428 207,2 4,715 SB 5 625 96,4 14,35 509,5 208,9 3,72 SB 5 500 98,6 5,27 454,5 200,2 4,22
Hedeflenen ≥90 ≤20 N/A N/A ≥450 200-250 ≥2
* Mekanik özellikler oda sıcaklığında belirlenmiştir.
133 3.4.4. Termal iletkenlik ölçümlerinin sonuçları
Tablo 3.13’de, döküm prosesiyle ilgili yapılmış optimum aşı türünün belirlenmesi deneysel çalışmasından elde edilen XA14 numunesinin (Bakınız: Tablo 2.16.) termal iletkenlik değerleri görülmektedir.
Tablo 3.13. Optimum aşı türünün belirlenmesi deneysel çalışmasından elde edilen XA14 numunesinin (SB 5 aşı türü ve 625 g tretman malzemesi) termal iletkenlik değerleri
Termal İletkenlik Katsayısı Ölçümleri (W/m.K) Ortalama Termal
İletkenlik Katsayısı (W/m.K) Ölçüm 1 Ölçüm 2 Ölçüm 3 Ölçüm 4 Ölçüm 5 Ölçüm 6 36,36 36,04 35,93 35,96 35,93 35,98 36,03
Tablo 3.13’de görüldüğü üzere, XA14 numunesinden elde edilen ortalama termal iletkenlik katsayısı değerinin, tez kapsamında hedeflenen termal iletkenlik katsayısı değeriyle (≥36 W/m.K) neredeyse eşit olduğu tespit edildi. Ölçülen termal iletkenlik katsayısı değerinin literatürde bildirilen değerlerle örtüştüğü görüldü [54, 56, 65, 88, 89]. Şekil 3.68’de, C%, perlit% ve küresellik% değerlerinin bir fonksiyonu olarak dökme demirlerin termal iletkenliği hakkında bilgi içeren bir grafik görülmektedir.
Şekil 3.68. C%, perlit% ve küresellik% değerlerinin bir fonksiyonu olarak dökme demirlerin termal iletkenliği [88]
Şekil 3.68’de bildirilen veriler 3,7-3,8% C içeriğine ve 95-100% perlit miktarına sahip dökme demirler için geçerli olmaktadır. XA14 numunesinin C içeriği 3,79% ve perlit miktarı 96,4% olduğundan dolayı termal iletkenlik katsayısı Şekil 3.68’de bildirilen verilere göre değerlendirilebilmektedir. XA14 numunesinin küresellik değeri 14,35%
134
olduğundan dolayı termal iletkenlik katsayısının Şekil 3.68’de kırmızı renkle belirtilmiş dikdörtgen alanının içinde kalan termal iletkenlik katsayısı aralığında olması gerekmektedir. XA14 numunesinin ortalama termal iletkenlik katsayısı 36,03 W/m.K olarak ölçüldüğünden dolayı bu gerekliliğin sağlandığı sonucuna varıldı. Şekil 3.69’da, LGDD, VGDD ve KGDD mikro yapılarındaki termal iletkenlikler temsili olarak görülmektedir. Termal iletkenlikler için kırmızı renkle belirtilmiş oklar kullanılmıştır.
Şekil 3.69. LGDD, VGDD ve KGDD mikro yapılarındaki termal iletkenlikler [56]
Şekil 3.69’da görüldüğü üzere, en yüksek termal iletkenliğin lamel grafit yapısında; en düşük termal iletkenliğin ise küresel grafit yapısında elde edilebileceği görülmektedir. Mikro yapıda lamel grafit yapısından küresel grafit yapısına doğru geçildikçe termal iletkenlikte bir düşüş yaşanacağı açıktır. Şekil 3.69’da, kırmızı renkle belirtilmiş oklar ısının mikro yapı üzerinden geçişini temsil etmektedir. Isı geçişi yoğun olarak grafitler üzerinden gerçekleşmektedir. Bu husus, tez kapsamında dökülen ve termal iletkenlik katsayısı ölçülen XA14 numunesinden elde edilen SEM görüntüsü ve literatürden elde edilen lamel ve küresel grafit yapılarının SEM görüntüleri [90] bir arada karşılaştırılarak açıklanmaya çalışıldı. Şekil 3.70’de, bu karşılaştırma görülmektedir.
135
Şekil 3.70. Tez kapsamında dökülen ve termal iletkenlik katsayısı 36,03 W/m.K olarak ölçülen vermiküler grafitli XA14 numunesi (ortadaki görsel) ile literatürden elde edilen lamel (soldaki görsel) ve küresel (sağdaki görsel) grafitli dökme demirlerin SEM görüntüleri üzerinden termal iletkenliklerinin karşılaştırılması (50 µm ölçeği her 3 SEM görüntüsü için geçerlidir)
Şekil 3.70’de, kırmızı renkle belirtilmiş oklar ısının mikro yapı üzerinden geçişini temsil etmekte olup lamel grafit yapısında grafitler üzerinden engele maruz kalmadan ilerleyebilmekte; küresel grafit yapısında grafit formundan dolayı lamel grafit yapısındakine göre daha fazla engele maruz kalabilmektedir. Tez kapsamında dökülen vermiküler grafit yapısındaki XA14 numunesinin ise lamel grafit yapısına göre biraz daha fazla ve küresel grafit yapısına göre çok daha az engele maruz kalacağı düşünülmektedir.
3.5. İşleme Deneysel Çalışmalarının Sonuçları
3.5.1. VGDD ve LGDD raylı araç fren disklerinin seramik kesici uçla hassas