1

T.C.

SÜLEYMAN DEMĠREL ÜNĠVERSĠTESĠ

FEN BĠLĠMLERĠ ENSTĠTÜSÜ

ĠMPLANT ĠMALATINDA KULLANILAN AISI 316L

ALAġIMININ MEKANĠK-TRĠBOLOJĠK ÖZELLĠKLERĠ VE

TALAġLI ĠġLENEBĠLĠRLĠĞĠNĠN ARAġTIRILMASI

DurmuĢ TEMĠZ

DanıĢman: Yrd. Doç. Dr. Bekir YALÇIN

YÜKSEK LĠSANS TEZĠ

MAKĠNA EĞĠTĠMĠ ANABĠLĠM DALI

ISPARTA – 2011

i

ĠÇĠNDEKĠLER

İÇİNDEKİLER ............................................................................................................. i

ÖZET........................................................................................................................... iii

ABSTRACT ................................................................................................................ iv

TEŞEKKÜR ................................................................................................................. v

ŞEKİLLER DİZİNİ ..................................................................................................... vi

ÇİZELGELER DİZİNİ ............................................................................................. viii

SİMGELER DİZİNİ.................................................................................................... ix

1.GİRİŞ ........................................................................................................................ 1

1.1. Paslanmaz Çelikler ............................................................................................ 2

1.1.1. Paslanmaz çeliklerin çeşitleri ............................................................................. 4

1.1.1.1. Ferritik paslanmaz çelikler .............................................................................. 5

1.1.1.2. Martensitik paslanmaz çelikler ....................................................................... 7

1.1.1.3. Ostenitik paslanmaz çelikler ........................................................................... 9

1.1.1.4. Dubleks paslanmaz çelikler .......................................................................... 12

1.1.1.5. Çökelme sertleşmesi gösteren paslanmaz çelikler ........................................ 13

1.1.2. Paslanmaz çeliklerin işlenebilirliği .................................................................. 13

1.2.Talaş Kaldırma Mekaniği ..................................................................................... 17

1.2.1. Talaş kaldırma teorileri .................................................................................... 18

1.2.1.1. Ernst, Merchant ve Pispaen yaklaşımı .......................................................... 18

1.2.1.2. Lee ve Shaffer yaklaşımı ............................................................................... 22

1.2.1.3. Timme yaklaşımı ........................................................................................... 26

1.3.Takım Ömrü ......................................................................................................... 26

1.4.Takım Aşınması ................................................................................................... 28

1.4.1.Kesici takımlarda aşınma .................................................................................. 29

1.4.1.1. Abraziv aşınma.............................................................................................. 31

1.4.1.2. Difüzyon aşınması (Atomik yer değiştirme) ................................................. 31

1.4.1.3. Plastik deformasyon ...................................................................................... 32

ii

1.4.1.4. Yorulma aşınması ......................................................................................... 33

1.4.1.5. Adheziv (yapışma) aşınma ............................................................................ 33

2. KAYNAK ÖZETLERİ .......................................................................................... 35

3. MATERYAL VE METOD ................................................................................. 43

3.1. Mekanik Deneyler ............................................................................................... 43

3.1.1. Çekme ve mikrosertlik deneyi ......................................................................... 43

3.1.2. Aşınma deneyi .................................................................................................. 44

3.2. İşlenebilirlik Testleri ........................................................................................... 45

3.2.1. İşlenebilirlik testinde kullanılan malzemeler ................................................... 45

3.2.1.1. Test malzemesi .............................................................................................. 46

3.2.1.2. Kesici takım ve takım tutucusu (Kater) ........................................................ 47

3.2.1.3. Dinamometre ................................................................................................. 48

3.2.1.4. Yüzey pürüzlülük cihazı ............................................................................... 49

3.2.1.5. Veri toplama kartı (DAQ) ............................................................................. 50

3.2.1.6. Tornalama işlemlerinin yapıldığı CNC torna ................................................ 51

3.3. Metalografik Çalışmalar...................................................................................... 52

4. ARAŞTIRMA BULGULARI VE TARTIŞMA .................................................... 53

4.1. Mekanik Test Sonuçları ...................................................................................... 53

4.1.1. Aşınma testinde sürtünme ................................................................................ 54

4.1.2. Aşınma testi ...................................................................................................... 56

4.2.İşlenebilirlik Testi Sonuçları ................................................................................ 60

4.2.1. Takım kırılması ................................................................................................ 65

4.2.2. Talaş yapışma eğilimi ve talaş tipi ................................................................... 65

5. SONUÇ VE ÖNERİLER ....................................................................................... 72

6. KAYNAKLAR ...................................................................................................... 75

EKLER………………………………………………………………………………82

ÖZGEÇMİŞ ............................................................................................................... 86

iii

ÖZET

Yüksek Lisans Tezi

ĠMPLANT ĠMALATINDA KULLANILAN AISI 316L ALAġIMININ

MEKANĠK-TRĠBOLOJĠK ÖZELLĠKLERĠ VE TALAġLI

ĠġLENEBĠLĠRLĠĞĠNĠN ARAġTIRILMASI

DurmuĢ TEMĠZ

Süleyman Demirel Üniversitesi

Fen Bilimleri Enstitüsü

Makina Eğitimi Anabilim Dalı

DanıĢman: Yrd. Doç. Dr. Bekir YALÇIN

Bu çalışmada, AISI 316L paslanmaz çeliğinin mekanik, tribolojik özellikleri ve

talaşlı işlenebilirliği araştırılmıştır. İmplant imalatında malzeme seçimi ve üretim

metodu, implantın ömrü ve performansı bakımından önemlidir. AISI 316L

paslanmaz çeliği mükemmel korozyon dayanımından dolayı implant

uygulamalarında geniş uygulama alanı bulmuştur. Bu amaçla AISI 316L paslanmaz

çeliğinin mekanik ve tribolojik özelliklerini anlamak için, çekme ve mikrosertlik

testleri ile birlikte kuru ve Hank‟s sıvısı (vücut sıvısı ile özdeş) ortamında aşınma

testleri yapılmıştır. Deneyler neticesinde, kuru kayma koşullarında bu implant

malzemesinde kütle artışı ile birlikte yüksek sürtünme katsayısı ve sürtünme

kuvvetleri tespit edilmiştir. Vücut sıvısıyla özdeş sıvısı ortamında sürtünme

durumunda kütle kaybı, sürtünme katsayısı ve sürtünme kuvvetlerinde düşüş

görülmüştür. Ayrıca, mekanik testlerde de, bu alaşımda 165 HV sertlik ve %51,73

mertebesinde uzamayla yüksek süneklik tayin edilmiştir. İmplantın

şekillendirilmesinde, talaşlı imalat metotları yaygın olarak kullanılmaktadır. Bu

çalışmanın diğer kısmını kapsayan talaşlı işlenebilirlik testlerinde ise, AISI 316L

ostenitik paslanmaz çeliğin kuru şartlarda tornalanabilirliği, farklı kesme hızı,

ilerleme ve talaş derinliği parametrelerine göre, kesme kuvvetleri, yüzey

pürüzlülüğü, talaş yapışma eğilimleri ve talaş tipleri değerlendirilerek araştırılmıştır.

İşleme deneyi bulgularında, belirlenen aralıklarda kesme hızının esas kesme

kuvvetine ve yüzey pürüzlülüğüne etkisinin oldukça düşük olduğu tespit edilmiştir.

Diğer yandan, ilerleme hızının talaş derinliğine göre esas kesme kuvvetine ve yüzey

pürüzlülüğüne etkisinin daha fazla olduğu saptanmıştır. Ayrıca, kesme hızının

artmasıyla yığıntı talaş eğiliminde ve elde edilen helisel talaş uzunluğunda azalma

gözlemlenmiştir.

Anahtar kelimeler: AISI 316L paslanmaz çelik, Hank‟s sıvısı, aşınma testi, kesme

kuvveti, implant, kuru tornalama, talaş tipi

2011, 84 sayfa

iv

ABSTRACT

M. Sc. Thesis

INVESTIGATION FOR THE MECHANICAL-TRIBOLOGICAL

PROPERTIES AND MACHINABILITY OF AISI 316L MATERIAL USING

IN IMPLANT PRODUCTION

DurmuĢ TEMĠZ

Süleyman Demirel University

Graduate School of Applied and Natural Sciences

Machine Education Department

Supervisor: Asst. Prof. Dr. Bekir YALÇIN

In this study, the mechanical, tribolojical properties and machinability of AISI 316L

stainless steel were investigated. The material selection and manufacturing method in

implant production is important for implants life and its performance. AISI 316L

stainless steel has widely used in implant applications due to its excellent corrosion

resistance. For this aim, the tensile and micro hardness tests together with wear tests

with dry sliding and inside Hank‟s solutions were performed in order to understand

the mechanical and tribological properties of AISI 316L stainless steel. In

experimental outcome, high mass lose together with friction coefficient and friction

forces were determined in dry sliding conditions. Decreasing the mass loses, friction

coefficient and friction forces were observed with Hank‟s solution friction state.

Also, the high ductility was determined with the 165 HV microhardness and 51.73 %

strain for the test material in mechanical tests. In implant forming, the machining

methods have been widely used. In machinability tests covering the other part of this

study, able to dry turning of AISI 316L stainless steel according to changing the

cutting parameters is investigated with the evaluation of the main cutting forces,

surface roughness, chip adhesion tendencies and chip types. Machining test findings,

the effect of cutting speed on the main cutting force and surface roughness was found

to be quite low. On the other hand, the effect of cutting speed according to cutting

depth on the main cutting force and surface roughness was determined to be more.

Moreover, an increase in cutting speed was shown to decrease the built up edge

tendency and helical chip length.

Key words: AISI 316L stainless steel, Hank‟s solution, wear test, cutting force,

implant, dry turning, chip type.

2011, 84 sayfa

v

TEġEKKÜR

Tez çalışmasının başlangıcından bu güne kadar yardımlarını esirgemeyen değerli

danışman hocam Yrd. Doç. Dr. Bekir YALÇIN‟ a katkılarından dolayı teşekkürü

borç bilirim. Yine çalışma süresince gerek moral olarak gerekse de deneysel

çalışmalarda katkı sağlayan değerli hocalarıma ve arkadaşlarıma desteklerinden

dolayı teşekkür ederim.

2009-YL-09 No`lu Proje ile tezimi maddi olarak destekleyen Süleyman Demirel

Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri Yönetim Birimi Başkanlığı‟na teşekkür

ederim.

CNC Tornada kesme deneyleri yapma imkanı sunan CAD/CAM Araştırma merkezi

yönetici ve çalışanlarına ve işleme deneylerinde yardımcı olan Kadir KIRAN‟a

teşekkür ederim.

Ayrıca tüm öğrenim hayatım boyunca maddi, manevi desteklerini benden

esirgemeyen anneme, babama ve sevgili eşime teşekkürü borç bilirim.

Durmuş TEMİZ

ISPARTA, 2011

vi

ġEKĠLLER DĠZĠNĠ

Şekil 1.1. Merchant‟ın ideal talaş oluşum modeli ..................................................... 18

Şekil 1.2. Ortogonal kesmede kuvvet diyagramı . ..................................................... 19

Şekil 1.3. Piispanen talaş oluşum modeli . ................................................................. 22

Şekil 1.4. Ortogonal kesme için Lee ve Shaffer‟ın kayma hattı alanı teorisi ............ 24

Şekil 1.5. Farklı teorilerin ve deneysel sonuçların karşılaştırılması. ......................... 25

Şekil 1.6. Timme yaklaşımı ile talaş oluşum modeli ................................................. 26

Şekil 3.1. TS EN ISO 6892-1 standardına göre çekme deneyi numunesi ................. 44

Şekil 3.2. Aşınma Test Cihazı (a), Aşınma test numunesi (b) ................................... 45

Şekil 3.3. İş parçası malzemesi geometrik görünüşü ................................................. 46

Şekil 3.4. WNMG kesici takım(a), kullanılan kater (b) ............................................. 47

Şekil 3.5. HSS kesici takım(a), kullanılan kater(b) .................................................... 48

Şekil 3.6. Kistler 9757-A modeli dinamometre ......................................................... 49

Şekil 3.7. Yüzey pürüzlülük cihazı ............................................................................ 49

Şekil 3.8. Veri toplama kartı ...................................................................................... 50

Şekil 3.9. Tez çalışmalarında kullanılan CNC torna tezgahı ..................................... 51

Şekil 4.1. AISI 316L ostenitik paslanmaz çelik için -ε eğrileri .............................. 53

Şekil 4.2. Çekme deneyi sonucunda kopmuş numune görüntüsü .............................. 54

Şekil 4.3. İz genişliği ve derinliği için a) Hank‟s sıvısında, b) kuru sürtünmede ...... 55

Şekil 4.4. 0,2 km kayma mesafesi için sürtünme katsayısı değerleri ......................... 56

Şekil 4.5. 0,2 km kayma mesafesi için sürtünme kuvveti değerleri ........................... 56

Şekil 4.6. Fotoğraf izleri a) Al2O3 top, b) Hank‟s sıvındaki, c) kuru sürtünmedeki .. 58

Şekil 4.7.Aşınmış yüzey yapıları a) Hank‟s sıvısındaki sürtünmede, b) kuru

sürtünmede ................................................................................................ 58

Şekil 4.8. Anlık olarak 0.3 s‟ lik süreçte elde edilen kesme hızı-asıl kesme kuvveti

ilişkisi ........................................................................................................ 61

vii

Şekil 4.9. Değişen kesme parametrelerine göre asıl kesme kuvveti değerleri ........... 62

Şekil 4.10. Değişen kesme parametrelerine göre yüzey pürüzlülük değerleri ........... 64

Şekil 4.11. HSS kesici takım işleme sonrası SEM görüntüleri .................................. 65

Şekil 4.12.WNMG takımı talaş yapışma eğilimi ve takım aşınması SEM

görüntüleri ............................................................................................... 67

Şekil 4.13.Talaş tipleri . ............................................................................................. 70

Şekil 4.14. Talaş derinliği 1.25 mm için talaş resimleri............................................. 70

Şekil 4.15. Talaş derinliği 2.5 mm için talaş resimleri............................................... 71

viii

ÇĠZELGELER DĠZĠNĠ

Çizelge 1.1. AISI 430 paslanmaz çeliğin mekanik özellikleri .................................... 6

Çizelge 1.2. Çeşitli ferritik paslanmaz çeliklerin kimyasal bileşimleri ve kullanım

alanları ................................................................................................... 7

Çizelge 1.3. AISI 420 paslanmaz çeliğin mekanik özellikleri .................................... 8

Çizelge 1.4. Çeşitli martenzitik paslanmaz çeliklerin kimyasal bileşimleri ve

kullanım alanları .................................................................................... 9

Çizelge 1.5. Ostenitik Paslanmaz Çeliklerin Mekanik Özellikleri ........................... 10

Çizelge 1.6. Çeşitli östenitik paslanmaz çeliklerin kimyasal bileşimleri ve kullanım

alanları ................................................................................................. 11

Çizelge 1.7. Takım aşınmasını belirleme metotları .................................................. 30

Çizelge 3.1. Test malzemesinin kimyasal içeriği ve bazı özellikleri ......................... 46

Çizelge 3.2. WNMG Kesici takım özellikleri ............................................................ 47

Çizelge 3.3. WNMG Kesici takımın paslanmaz çelik üzerindeki kesme şartları ...... 47

Çizelge 3.4. CNC torna tezgahı özellikleri ................................................................ 51

Çizelge 4.1. İşlenebilirlikte kullanılan deney şartları ................................................. 60

Çizelge 4.2. Kesme koşulları ve İşleme sonrası kesici takım durumu ....................... 68

ix

SĠMGELER DĠZĠNĠ

a Talaş derinliği

Al Alüminyum

ADC Analog dijital çevirici

BUE Built up edge (Talaş yığılması)

C Karbon

CNC Computer Numerical Control (Bilgisayarlı sayısal kontrol)

Cr Krom

Co Kobalt

dak Dakika

dev Devir

D.O.C. Kesme derinliği

f İlerleme

Fe Demir

Ff İlerleme kuvveti

Fr Pasif kuvvet

Fs Teğetsel sürtünme kuvveti

Ft Esas kesme kuvveti

GPa Elastik modül

ISO Uluslararası standart organizasyonu

m Metre

µ Sürtünme katsayısı

min Dakika

mm Milimetre

Mn Magnan

Mo Molibden

MPa Mega Pascal (Basınç Birimi)

Ni Nikel

r Takım burun (uç) yarıçapı

R Bileşke kuvvet

Ra Ortalama pürüzlülük değeri

rev Devir

s Saniye

x

Si Silisyum

T Takım ömrü

Ti Titanyum

V Kesme hızı

VB Yan yüzey (yanak) aşınması

α Talaş açısı

Φ Kayma açısı

Ct Taylor sabitini

KT Krater aşınma derinliği

KB Krater aşınma genişliği

TiN Titanyum Nitrür

COF Sürtünme katsayısı (Coefficient of Friction)

WNMG Kesici uç

UHMWP Polietilen malzeme (Ultra High Molecular Weight Polyethylene)

1

1.GĠRĠġ

Geçtiğimiz yüzyılın en önemli medikal gelişmelerinden biri total kalça

artroplastisiydi. Günümüzde total kalça artroplasti teknolojisi daha genç ve daha aktif

hastalara uygulanabilecek düzeye gelmiştir (Kalbarczyk, 2008). İmplant

malzemelerdeki en önemli problemlerden birisi, hacimsel aşınma sebebiyle eklem

oynaması ile birlikte total kalçada aksamalara sebeb olmasıdır (Jasty, 1992).

Malzemelerin hacimsel aşınmasını azaltacak yollardan birisi ise metal üzerine metal

veya seramik üzerine seramik gibi iki sert yataklı yüzeyleri birleştirmektir. Bu

sebeple, metal üzerine metal kalça eklem yatakları, genelde metal üzerine UHMWPE

(çok yüksek moleküler ağırlıklı polietilen) yataklarına alternatif olarak çok daha

fazla kabul görmektedir (Dorr, 2000, Rieker, 1998). Metal üzerine metal yatağının

sahip olduğu bazı avantajlar ise; yüksek aşınma direnci ve yüksek sürtünme

direncidir ( Rieker, 1998).

Uzun süreli ve başarılı implant uygulamaları için protez ve çevre dokular arasında

kararlı bir arayüzey bulunması gerekmektedir (biyouyumluluk). Çünkü implant

metaller; su, yağ ve oksijen gibi vücut sıvıları tarafından korozyona maruz

kalmaktadırlar. Ayrıca, implant malzemeler biyouyumlu olmakla birlikte iskelet

yapılarının oluşturacağı kuvvetlere karşıda yüksek bir dirence sahip olmalıdırlar

(Fabry, 1991). Bu nedenle; yüksek mekanik kararlılık, biyouyumluluk ve aşınma

performansı gibi özellikler implant malzeme seçiminde önemli bir yere sahiptirler.

Günümüzde protez ürünlerinde metaller, polimerler ve seramikler olmak üzere üç

çeşit malzeme kullanılmaktadır. Yaklaşık tüm metal esaslı biyomalzemeler birçok

uygulamada yüzey morfolojisi için kullanılmıştır. Otropedik implantlarda kullanılan

bimetaller paslanmaz çelik, kobalt-krom alaşımları ve titanyum alaşımlarını içerir.

Paslanmaz çelik günümüzde kemik kırıklarının tedavilerinde içeriden sabitleme

cihazları gibi sürekli olmayan implantlarda kullanılmaktadır. Bu alaşımlar genellikle

pasivasyon tabakası denilen dayanıklı krom oksit yüzeyinin oluşmasıyla daha yüksek

korozyon direncine sahiptirler. Buna ek olarak, AISI 316L östenitik paslanmaz

çelikler sahip oldukları yüksek korozyon direnci sebebiyle implant uygulamalarında

2

kullanılmaktadır. Bununla birlikte, sahip oldukları taneler arası düşük karbon içeriği

korozyona uğramasını azaltmaktadır.

Deneysel çalışmalar AISI 316L paslanmaz çelik malzemenin mekanik özellikleri ile

Hank‟s sıvısında ve kuru sürtünme şartlarında aşınma davranışlarını göstermektedir.

Bu amaçla, bu çalışmada çekme, aşınma ve mikrosertlik testleri ve mikroskop

analizleri gerçekleştirilmiştir. Yapılan deneylerle bazı önemli sonuçlar elde

edilmiştir. Bu veriler elde edildikten sonra ise malzememizin talaşlı işlenebilirlik

testleri gerçekleştirilmiştir. İşlenebilirlik testinde, AISI 316L paslanmaz çeliğinin

kuru tornalama işleme ile elde edilen kesme kuvvetleri, yüzey pürüzlülük değerleri,

takım aşınması ve talaş morfolojileri inceledikten sonra malzemenin sinter-karbür ve

HSS kesici takım ile belirlenen şartlarda optimum kesme şartları belirlendi.

1.1. Paslanmaz Çelikler

Mekanik özellikler açısından diğer ucuz çeliklerden pek farklılık göstermeyen

paslanmaz çeliklerin yüksek maliyetlerine karşın pratikte çok yaygın olarak

kullanılmalarının ana nedeni, yüksek korozyon direncine sahip olmalarıdır (Tekin,

1981). Normal alaşımsız ve az alaşımlı çelikler korozif etkilere karşı dayanıklı

olmadıklarından, bu tür uygulamalar için genellikle paslanmaz çeliklerin

kullanılması gerekir. Paslanmaz çelikler mükemmel korozyon dayanımları yanında,

değişik mekanik özelliklere sahip türlerinin bulunması, düşük ve yüksek

sıcaklıklarda kullanılabilmeleri, şekil verme kolaylığı, estetik görünümleri gibi

özelliklere sahiptirler. Kullanımları giderek yaygınlaşan paslanmaz çeliklerin

tüketimi, artık toplumlarda refah seviyesinin bir göstergesi sayılmaktadır. Dünyada

yılda 20 milyon ton civarında paslanmaz çelik tüketilmektedir. Bunların büyük

çoğunluğu yassı mamul biçimindedir. Daha az miktarlarda ise; çubuk, tel, boru,

dövme parça ve döküm parça olarak kullanılmaktadır.

Paslanmaz çelikler bileşimlerinde en az %11 krom içeren bir çelik ailesidir. Bu

çeliklerin yüksek korozyon dayanımını sağlayan unsur; yüzeye kuvvetle tutunmuş,

3

yoğun, sünek, çok ince ve saydam bir oksit tabakasının bulunmasıdır (Sarıtaş A.Ş.

2004).

Aslında çelikler diğer demir alaşımlarının büyük bir kısmı gibi atmosferde

oksitlenirler ve yüzeylerinde pas olarak adlandırdığımız bir oksit tabakası oluşur.

Alüminyum ve çinkonun tersine çeliğin yüzeyini kaplayan tabaka yüzeyde oluşan

koruyucu oksit, pas ve oksitlenmenin iç kısımlara ilerlemesine engel olmaz.

Paslanmaz çeliklerde ise korozyon direnci artan krom miktarına bağlı olarak

yükselmektedir. Gerçekten, elektro-kimyasal gerilim serisine bakıldığında krom,

demirden daha az asal olan bir metaldir. Çeliğin içeriğindeki kromun koruyucu

etkisi, krom ile oksijen arasındaki ilişkiden ileri gelmektedir. Krom içeren çeliklerin

yüzeyleri bir krom oksit tabakası ile örtülü olmadıkları sürece korozyona ve özellikle

oksidasyona karşı çok hassastırlar; bu hale “aktif” denir. Buna karşın bu oksit

tabakası oluşma olanağı bulunduğunda metali korozif ortamlara karşı korur,

dolayısıyla da çelikler "pasifleşmiş" olur. Pasivitenin sınırları ile derecesi ortamın

aktivitesi ile paslanmaz çeliğin tür bileşimine bağlıdır. Koşulların uygun olduğu

hallerde pasivite kalıcıdır ve paslanmaz çelik çok yavaş bir korozyon hızına sahiptir.

Bu pasif film yok olduğunda ve yeniden oluşması için gerekli koşullar bulunmaması

halinde paslanmaz çelik de normal karbonlu ve az alaşımlı çelikler gibi korozyona

uğrayabilir. İşte bu bakımdan paslanmaz çeliğin korozyon direncinin oluşması için

en az %11 Cr içermesi ve ortamda da oksijen bulunmasına gerek vardır (Balcı,

2008).

Tahminlere göre, dünyadaki çelik üretiminin yaklaşık %8 kadarı korozyonla

kaybolmakta, yani saniyede 300 kg çelik paslanmaktadır. Bu kayıplar, kullanımda

bulunan çelik miktarının artması sonucunu ve ayrıca aşındırıcı ortamla birlikte

atmosferin ve suyun kirlenmesine de yol açmaktadır. Korozyona dayanıklı çeliklerin

geliştirilmesi ve ayrıca yüksek polimer ya da diğer korozyon kayıplarını azaltıcı

maddelerin kaplanmasıyla, korozyon kayıplarının azaltılmasında, özellikle daha ucuz

kütle malzemelerinin kullanılabilmesinde önemli bir adım sağlanmaktadır.

4

Çeşitli yöntemler kullanılarak elde edilen iş parçalarının işlenebilirliği de büyük bir

önem taşımaktadır. Takım kesici uçları ile çeşitli iş parçaları değişik yöntemlerle

işlenmektedir. İş parçası malzemeleri yumuşak, sert, sünek, gevrek, lif-lif veya

ufalanabilen cinsten olabilirler. İşlenebilirlikte sürekli kesme, kesici uçta yüksek

sıcaklıklar oluşturur. Süreksiz kesmede kesici uçlar büyük kuvvet ve sıcaklık

değişiklikleri nedeniyle darbe şeklindeki yüklere karşı çalışırlar. Bu nedenle, iş

parçası malzemesinin iç yapısı değiştirilmeden istenilen yüzey pürüzlülüğünü elde

etmek için uygun tavlama işlemlerine tabi tutmak gerekir. Bazı hassas talaş kaldırma

işlemlerinde aşınmanın meydana gelmemesi ve takımın işlem boyunca sertliğini

koruması önemlidir. Çünkü en iyi verim kısa zamanda fazla miktarda talaş

kaldırmakla sağlanır. Bu da kesme hızı ve paso derinliğinin artmasıyla mümkündür.

Kesici takımın direncinin belirli bir değerde son bulmasından dolayı kesme hızı, bu

değer ile sınırlandırılmaktadır. Bu sınırdan sonra aşınma hızlı bir büyüme

göstermektedir. Özellikle işleme maliyetini azaltmak, takım ömrünü artırmak ve

daha iyi bir yüzey kalitesi elde etme isteği talaş kaldırma alanında daha fazla

araştırmaların yapılmasını zorunlu kılmaktadır (Taşdemir, 2006).

1.1.1. Paslanmaz çeliklerin çeĢitleri

Paslanmaz çeliklerde kimyasal bileşim değiştirilerek farklı özelliklerde alaşımlar

elde edilir. Krom miktarı yükseltilerek veya nikel ve molibden gibi alaşım

elementleri katılarak korozyon dayanımı artırılabilir. Bunun dışında bakır, titanyum,

alüminyum, silisyum, niyobyum, azot, kükürt ve selenyum gibi bazı elementlerle

alaşımlama ile ilave olumlu etkiler sağlanabilir. Bu şekilde makine tasarımcıları ve

imalatçıları değişik kullanımlar için en uygun paslanmaz çeliği seçme şansına sahip

olurlar. Paslanmaz çeliklerde içyapıyı belirleyen en önemli alaşım elementleri, önem

sırasına göre krom, nikel, molibden ve mangandır. Bunlardan öncelikle krom ve

nikel içyapının ferritik veya ostenitik olmasını belirler (Sarıtaş A.Ş., 2004).

Paslanmaz çelikler beş grup halinde sınıflandırılır. İlk dört tanesi kristal yapılarına

göre (ferritik, ostenitik, martenzitik ve çift fazlı) besincisi ise ısıl işlem şekline

göredir (çökelme sertleşmesi uygulanabilen) (Can, 2004).

5

Ferritik paslanmaz çelikler;

a) % 12-14 Cr içeren ferritik paslanmaz çelikler,

b) % 17-19 Cr içeren ferritik paslanmaz çelikler,

c) %22-27 Cr içeren ferritik paslanmaz çelikler,

Martenzitik paslanmaz çelikler,

Ostenitik paslanmaz çelikler,

Dubleks ostenitik-ferritik paslanmaz çelikler,

Çökelme sertleşmesi gösteren paslanmaz çelikler.

1.1.1.1. Ferritik paslanmaz çelikler

Malzemelerin çok önemli bir grubunu oluşturan ferritik paslanmaz çelikler, alaşım

elementi ilavesine bağlı olarak bileşimlerinde farklı oranlarda (% 17-26) Cr içerirler.

Korozyona karşı dirençleri, şekillendirilebilmeleri ve tokluk özelliklerinin düşük

olmalarına karşın, Ostenitik paslanmaz çeliklere kıyasla daha ucuz olmaları en

önemli avantajlarıdır (Tekin, 1981).

Tavlanmış durumda en yüksek işlenebilirlik, korozyon direnci ve süneklik

karakterizasyonu kazanırlar. Bu sebeple ferritik paslanmaz çeliklere uygulanan tek

ısıl işlem tavlamadır. Bu işlem kaynak ve soğuk işlemlerden kalan gerilmelerin

alınmasını ve daha homojen bir yapı elde edilmesini sağlar. Ferritik paslanmaz

çelikler genellikle 475oC gevrekleşme bölgesinin üzerindeki sıcaklıklarda ve östenit

teşekkül bölgesinin altındaki sıcaklıklarda tavlanırlar. Ferritik paslanmaz çelikler

400-525oC bölgesinde uzun süre kaldıkları veya bu bölgede yavaş soğutuldukları

taktirde bir gevrekleşme olayı görülür. Isıl işlemlerle bu gevrekleşme durumu

ortadan kaldırılabilir (Gürkan, 2007).

Bu çeliklerin en önemli özelliği; kaynak esnasında ve ısı etkisi altındaki bölgede

oluşan ve kaynak dikişinin tokluğunda önemli derecede düşüşe neden olan tane

büyümesidir. Bu tür paslanmaz çeliklerin sahip olduğu başlıca özellikler aşağıda

sıralanmaktadır:

6

Korozyon dayanımı orta ile iyi derece arasında olup, malzeme içerisinde

krom miktarının artması ile iyileşmektedir,

Isıl işlemle dayanım artırılabilmektedir,

Manyetiktirler,

Kaynak edilebilme kabiliyetleri düşüktür,

Şekillendirme kabiliyeti Ostenitik paslanmaz çeliklere göre daha azdır.

Çizelge 1.1‟de değişik ferritik paslanmaz çeliklerin kimyasal içerikleri ve kullanım

alanları ile ilgili bilgiler verilmektedir. Bu malzemeler korozyon ve ısıya karşı

dayanıklıdır. Bu yönüyle tasarım mühendisliği açısından önemlidir. Çünkü nikel

içeren malzemeler gibi korozyon direnci sağlarlar. Ancak nikel‟e fazla ihtiyaç

duyulmadığı için maliyeti düşüktür. Bu malzemelerin sünekliklerinin azlığı, çentik

hassasiyeti ve kaynak kabiliyetinin düşük olması nedeniyle Ostenitik paslanmaz

çelikle kıyaslandığında daha az kullanılmaktadır. Bu çelikler 900°C sıcaklık üzerinde

ısıl işleme tabi kaldıklarında östenit oluşmakta ve sonrasında hızlı soğuma sonucu

Ostenitik martenzit‟e dönüşmektedir. Ferritik paslanmaz çelikler martenzit‟e

dönüşümle çok fazla sertleşmekte ancak kırılganlığa ve düşük sünekliğe neden

olmaktadır (Türkyılmazoğlu, 2006).

Çizelge 0.1.1. AISI 430 paslanmaz çeliğin mekanik özellikleri (Odabaş, 2004)

Mekanik Özellikler

%0,2 Akma

Dayanımı

(MPa)

Çekme Dayanımı

(MPa)

Kopma

Uzaması

(%)

Sertlik

(Brinell)

Tavlanmış durumda En az 210 430-600 20 150-190

Yüksek sıcaklık özellikleri

Sıcaklık (oC) 100 200 300 400

Elastik modülü (GPa) 216 212 206 197

%0,2 Akma dayanımı (MPa) 220 210 200 190

Isıl genleşme katsayısı (1/K) 10 10 10,5 10,5

7

Çizelge 1.02. Çeşitli ferritik paslanmaz çeliklerin kimyasal bileşimleri ve kullanım

alanları (Odabaş, 2004)

AISI

Tip

Cr

%

C (mak.)

%

Mo

%

Al

% Diğerleri % Tipik uygulamalar

405 13 0.08 0.2

Havada sertleşen 410 ve 403 gibi tiplerin

istenmediği montajlar için sertleştirilemez.

Tavlama ve sertleştirme kutuları, oksidasyon

dirençli bölmelerde kullanılır.

409 11 0.08 Ti 6xC Genel amaçlı yapım paslanmaz çelikleri:

otomobil egzost sistemleri, tarımsal

püskürtme için tanklarda kullanılır.

434 17 0.12 1 Kış yol şartlarının ve toz yayma bileşiklerinin

varlığında atmosferik korozyon direnç için

tasarlanmış 430 tipinin modifikasyonudur.

436 17 0.12 1 Nb 5xC

430 ve 434 tiplerine benzer Alçak çatı

omurgalarının gerekli olduğu durumlarda

kullanılır. Otomobil süslemeleri gibi genel

korozyon ve ısı direnç uygulamaları.

442 20.5 0.20 Yüksek kromlu çelik, prensip oksidasyona

uğramadan, yüksek sıcaklık direncine zorunlu

parçalar, fırın parçaları.

446 25 0.20

Yüksek sıcaklıklarda oksitlenme ve

korozyona yüksek direnç gösterirler. Tavlama

kutuları, cam kalıpları, valfler, ısıtıcılar

1.1.1.2. Martensitik paslanmaz çelikler

Karbon miktarı % 0,1 den fazla olan çelikler yüksek sıcaklıklarda ostenitik içyapıya

sahiptirler. Ostenitleme sıcaklığı çeliğin türüne göre 950-1050°C arasındadır. Bu

sıcaklıklarda tutulan çeliğe su verilirse martenzitik bir içyapı elde edilir. Bu şekilde

elde edilen yüksek sertlik ve mekanik dayanım, karbon yüzdesi ile birlikte artar.

Ürün tipine bağlı olarak martenzitik çelikler tavlanmış veya ıslah edilmiş durumda

pazara sunulur. Tavlanmış olarak satın alınan ürünler biçim verildikten sonra ıslah

işlemine (su verme + temperleme) tabi tutulur. Temperleme sıcaklığı değiştirilerek

değişik özellik kombinasyonları elde edilebilir. En iyi korozyon dayanımını elde

etmek için tavsiye edilen ısıl işlem sıcaklıklarına uyulması çok önemlidir (Sarıtaş

A.Ş., 2004).

8

Martenzitik paslanmaz çeliklerin ısıl işlemleri düz karbon veya düşük alaşımlı

çeliklere çok benzer; dayanım ve sertlik daha çok karbon yüzdesine bağlıdır.

Paslanmaz çelikler ile diğer çelikler arasındaki tek fark paslanmaz çeliklerin

sertleşebilme kabiliyetlerinin çok yüksek olması ve havada soğutma ile 300 mm

kadar kalınlıktaki kesitlerin merkezlerinde azami sertlik sağlanabilmesidir.

Martenzitik paslanmaz çelikler ısıl işlem değişkenlerine çok hassas olduklarından ısıl

işlemde yapılan hatalar dolayısıyla hurda yüzdesi de oldukça yüksektir. Bu çelikler

çok pahalı olduklarından üstün korozyon direnci mutlak şart olmadığı takdirde

kullanılmazlar (Gürkan, 2007).

Başlıca özellikleri:

Orta derecede korozyon dayanımına sahiptirler.

Isıl işlem uygulanabilir, böylece yüksek dayanım ve sertlikler elde edilebilir.

Kaynak edilebilme kabiliyetleri düşüktür.

Manyetiktirler.

Çizelge 1.0.13. AISI 420 paslanmaz çeliğin mekanik özellikleri (Smith, 2000)

Mekanik Özellikler

%0,2 Akma

Dayanımı (MPa)

Çekme Dayanımı

(MPa)

Kopma

Uzaması, (%)

Sertlık

(Brinell)

Tavlanmış durumda 450 650-800 15 180-230

Suverme sonrasında 1570 450

Suverme+temperleme Temp.Sıc.650oC 930 300

Suverme+temperleme Temp.Sıc.750oC 750 230

Sıcaklık (oC) 100 200 300 400

Elastik modülü (Gpa) 213 207 200 192

9

Çizelge 1..0.424. Çeşitli martenzitik paslanmaz çeliklerin kimyasal bileşimleri ve

kullanım alanları (Smith, 2000)

AISI Tip Cr % C % Ni % Mo % V % Uygulama Alanları

403 12.2 0.15

Buhar türbin bıçakları ve jet motorları

halkaları gibi yüksek gerilmeye maruz kalan

iş parçalarında

410 12.5 0.15

max.

Makine parçaları, pompa şaftları, jet motor

parçaları, maden makineleri, gibi genel

amaçlı ısıl işlemlendirilebilir işlerde

414 12.5 0.15

max.

410 tipinin yüksek karbon modifikasyonu,

mutfak gereçleri, cerrahi aletleri, valfler

422 12 0.22 1 0.25 1

1200 °F‟ta kadar hizmet sıcaklıklarında

yüksek dayanım ve tokluk. Buhar türbin

bıçakları, sıkma bilezikleri

431 16 0.20

max. 1.8

Yüksek mekanik özelliklerinin gerekli

olduğu yerlerde kullanılan, sertleşebilen özel

amaçlı çelikler, uçak ekipmanları, dövücü

kollar, kağıt makineleri.

440A 17 0.72

İyi korozyon direnci ile birlikte tip 420‟den

daha yüksek sertliğe sertleşebilir.çatal, kaşık,

cerrahi takımlar.

440B 17 0.85 Çatal kaşık sınıfı, valf parçaları, alet

yatakları

440C 17 1,07

Sertleşebilir paslanmaz çeliklerin en yüksek

sertliğini oluşturur. Bilyeler, yataklar, yarış

bisikletleri, petrol kuyuları için yataklar, valf

parçaları.

1.1.1.3. Ostenitik paslanmaz çelikler

Paslanmaz çeliğin bileşiminde yeterince Ni bulunursa, iç yapısı oda sıcaklığında dahi

ostenitik olur. Ostenitik çeliklerin temel bileşimi %18 Cr ve %8 Ni‟dir. Ostenitik

paslanmaz çelikler; biçimlendirme, mekanik özellikler ve korozyon dayanımı

bakımından çok uygun bir kombinasyon sunarlar. Süneklikleri, toklukları ve

biçimlendirilme kabiliyetleri düşük sıcaklıklarda bile mükemmeldir. Manyetik

olmayan bu çeliklere, ostenitik içyapıları dönüşüm göstermediği için normalleştirme

veya sertleştirme ısıl işlemleri uygulanmaz, mekanik dayanımları ancak soğuk

şekillendirme ile artırılabilir. Toplam paslanmaz çelik üretimi içinde ostenitik

çeliklerin payı % 70‟tir ve aralarında en çok kullanılan 304 kalitedir (Yılmaz, 2006).

10

Ostenitik paslanmaz çeliklerin deformasyon sertleşmesi oranı yüksektir. Soğuk

şekillendirme ile çekme dayanımı değerleri 1200 Mpa değerine çıkartılabilir (Can,

2004). Başlıca özellikleri;

Mükemmel korozyon dayanımına sahiptirler.

Kaynak edilebilme kabiliyetleri mükemmeldir.

Sünek olduklarından kolay şekillendirilebilirler.

Hijyeniktirler, temizliği ve bakımı kolaydır.

Yüksek sıcaklıklarda iyi mekanik özelliklere sahiptirler (Sarıtaş A.Ş. 2004).

Çizelge 1.5.0.1. Ostenitik Paslanmaz Çeliklerin Mekanik Özellikleri (Balcı, 2008)

Ostenitik Paslanmaz Çeliklerin Mekanik Özellikleri

AISI Oda Sıcaklığı Çalışma Sıcaklığı Fo

Çekme

Kuvveti

(1000 Psı)

Akma Kuvveti

0.2 %

(1000 Psı)

Uzama 2"

(%)

Sertlik (Rockwell

B') Devamlı Kesintili

201 115 55 55 90 1550 1450

202 105 55 55 90 1550 1450

301 110 40 60 85 1650 1500

302 90 40 50 85 1650 1500

302 B 95 40 55 85 1750 1600

304 84 42 55 80 1650 1550

304 L 81 39 55 79 1650 1550

305 85 38 50 80 1650

308 85 35 50 80 1700 1550

309 90 45 45 85 1950 1850

310 95 45 45 85 2050 1900

314 100 50 40 85 - -

316 84 42 50 79 1650 1550

316L 81 42 50 79 1650 1550

317 90 40 45 85 1700 1600

11

Çizelge 1.6.0.2 Çeşitli östenitik paslanmaz çeliklerin kimyasal bileşimleri ve kullanım

alanları (Odabaş,2004)

AISI

Tip Cr% Ni %

C (mak.)

%

Mn

%

Diğerleri

% Tipik uygulamalar

301 17 7 0.15

Yüksek pekleşme hızı, yüksek dayanım, yüksek

sünekliğin gerekli olduğu durumlarda kullanılır.

Tren yolu arabaları, treyler gövdeleri uçak parçaları,

sıkma bilezikleri otomobil tekerlek kapakları,

süslemeler

302 18 9 0.15

Genel amaçlı Ostenitik paslanmaz çelik, süsleme,

yiyecek taşıma ekipmanları, uçak kaportaları,

antenler, yaylar, ev aletleri, petrol rafine ekipmanları

304 19 9 0.08

Kaynak sırasında karbür çökelmesi sınırlamak için

tip 302‟nin düşük modifikasyonu. Kimyasal ve

yiyecek işleme ekipmanları, soğuk kaplar, oluklar,

sac kaplamalar

304L 19 10 0.03

Kaynak sırasında karbür çökelmesi sınırlamak için

tip 304‟ün daha fazla düşük karbon modifikasyonu.

Kömür silo hatları, sıvı gübreleme ve lapa domates

tankları

309 23 13.5 0.20

Yüksek sıcaklık dayanımı ve oksitlenme direnci,

uçak ısıtıcıları, ısıl işlem ekipmanları, tavlama

kapakları, fırın kaplamalar, pompa parçaları.

310 25 20.5 0.25

309‟dan daha yüksek oksitlenme direnci ve yüksek

sıcaklık dayanımı, ısı değiştiricileri, kaynak dolgu

metalleri, gaz türbin bıçakları

316 12 0.08 2.5

304‟den daha yüksek korozyon direnci, yüksek

sürünme dayanımı, kimyasal ve küspe taşıma

ekipmanları, fotoğraf makineleri, maya tüpleri.

316L 12 0.03 2.5

316‟nın daha fazla karbon modifikasyonu taneler

arası karbür çökelmesini önlemek zorunda olduğu

kaynaklı yapılar, tip 316L yoğun kaynak gerektiren

yerlerde kullanılır.

321 18 10.5 0.08 Ti 5XC

Çok şiddetli korozyon şartlarına maruz kaynaklı

bağlantı ve 800‟den 1600°F‟ta hizmet için

kararlaştırılmış, kaynatma kazanları, işlem

ekipmanları, kabin ısıtıcılar, ateş duvarlar.

347 18 11 0.08 Nb 10XC

Yüksek sürünme dayanımıyla birlikte 321‟e benzer,

uçak egzost bacaları, jet motor parçaları, kimyasal

maddeler için kaynaklı tanker arabaları.

201 17 4.5 0.15 6

Yüksek pekleşme hızı, 301‟in düşük karbon

eşdeğerliği, çatal kaşık takımları, otomobil tekerlek

kapakları, süslemeler.

202 18 5 0.15 8-8.7 302‟nin düşük nikel eşdeğerliği genel amaçlı mutfak

ekipmanları, başlık, süt taşıma malzemeleri.

12

1.1.1.4. Dubleks paslanmaz çelikler

Çift fazlı bir içyapıya sahip, ferrit taneleri içinde östenit veya östenit taneleri içinde

ferrit içeren bu tür paslanmaz çeliklerin Ostenitik paslanmaz çeliklere nazaran en

önemli üstünlükleri akma mukavemetlerinin iki kat daha büyük olmaları ve çok daha

iyi korozyon dirençleri göstermeleridir.

Bunlar, yüksek oranda Cr (%18-28) ve orta miktarda Ni (%4,5-8) içeren çeliklerdir.

Ni miktarı en çok %8 olup, bütün içyapının ostenitik olması için yetersizdir. Ferrit ve

östenit fazlarından oluşan içyapı nedeniyle çelikler dubleks olarak adlandırılır.

Dubleks çeliklerin çoğunluğu % 2,5-4 Mo içerir. Bunlar hem iyi mukavemet hem de

iyi süneklik özelliklerini birlikte sağlarlar. Ayrıca korozif ortamlarda dahi çok uygun

yorulma dayanımları vardır (Sarıtaş A.Ş. 2004).

Dubleks paslanmaz çelikler basit anlamda iki ayrı fazı (ferrit ve östenit) bünyelerinde

bulundurur. Dolayısı ile ferritik-ostenitik veya ostenitik-ferritik 24 paslanmaz

çelikler olarak tanımlanırlar. Daha öncede belirtildiği gibi ferritik ve ostenitik

paslanmaz çeliklerin en iyi ortak özelliklerini taşırlar. Ferritik yapıyla mukavemet ve

gerilmenin korozyon çatlamasına direnç, ostenitik yapı ile tokluk ve genel korozyon

direnci sağlanır. Böylece iki fazlı, ince taneli, yüksek mukavemetli ve iyi korozyon

dirençli bir çelik ortaya çıkmaktadır (Balcı, 2008).

Çift fazlı paslanmaz çeliklerin akma sınırlarının yüksek olması daha hafif tasarımlar

yapmayı mümkün kılar. Yapıdaki ferrit fazından dolayı yüksek sıcaklıklardaki

özellikleri iyi değildir. 300°C nin üstündeki sıcaklıklarda kullanılması tavsiye

edilmez (Can, 2004).

Başlıca özellikleri:

Gerilmeli korozyona karşı yüksek dayanıklılığa sahiptirler.

Klor iyonunun bulunmadığı ortamlarda daha yüksek korozif dayanım

gösterirler.

Ostenitik ve ferritik çeliklerden daha yüksek mekanik dayanım sağlarlar.

13

İyi kaynak edilebilirlik ve şekil alma kabiliyeti vardır ( Sarıtaş A.Ş. 2004).

1.1.1.5. Çökelme sertleĢmesi gösteren paslanmaz çelikler

Bunların ana içyapıları ostenitik, yarı ostenitik veya martenzitik olabilir. Çökelme

olayını gerçekleştirebilmek için bazen önce soğuk şekil vermek gerekebilir. Çökelti

oluşumu için Al, Tİ, Nb ve Cu elementleri ile alaşımlama yapılır. Bu sayede

mukavemetleri 1700 MPa değerine kadar çıkan paslanmaz çelikler elde edilebilir.

Piyasada çözme tavı görmüş halde satılır. Malzeme bu durumda yumuşak olup,

imalat işlemleri uygulanabilir ve daha sonra tek kademeli bir düşük sıcaklık

yaşlandırması ile sertleştirilebilir.

Bu çeliklerde krom ve Nikel ağırlıklı paslanmaz çeliklerdir. Çökeltme sertleştirmesi

ile yüksek dayanım değerlerine ulaşabilmektedir. En önemli avantajı, çökeltiye

alınmış durumda işlenebilir sertlikte olması, parçaya son şekil verildikten sonra

yaşlandırma işlemi yapılarak sertliğinin artırılmasıdır. Yaşlandırma işlemi düşük

sıcaklıklarda yapıldığı için parçada çarpılma meydana gelmez (Can, 2004).

Başlıca özellikleri:

Orta ila iyi derecede korozyon dayanımı vardır.

Çok yüksek mekanik dayanım gösterirler.

Kaynak edilebilme kabiliyetleri iyidir

Manyetiktirler (Sarıtaş A.Ş. 2004).

1.1.2. Paslanmaz çeliklerin iĢlenebilirliği

İşlenebilirlik genellikle iş parçasının ne kadar kolay işlenebileceği veya bir kesici

takımla iş parçasının istenilen biçime getirilmesindeki ihtiyaçlar anlamında

tanımlanmaktadır. İş parçası malzemesinin metalürjisi, kimyasal yapısı, mekanik

özellikleri, ısıl işlemi, katkıları, kalıntıları (inklüzyonları), yüzey tabakası vb.

özellikleri, kesici kenar, takım bağlama biçimi, takım tezgahı, işleme biçimi ve

işleme şartları gibi faktörler işlenebilirlik üzerinde etkili olmaktadır. En genel

14

anlamda işlenebilirlik, aşağıdaki kriterlerle tanımlanan “kesici takım-iş parçası”

çiftinin işleme karakteristiği gibi görünür. Bu kriterler;

Takım ömrü,

Talaş oluşumu ve tala uzaklaştırılması,

Yüzey kalitesi,

Kaldırılan talaş miktarı veya talaş kaldırma oranı,

Kesme kuvveti,

Kesme özgül direnci,

Sıvanma (Built-up-edge) BUE eğilimidir (Tekaslan, 2007).

Paslanmaz çeliklerde yüksek çekme mukavemeti ve korozyon direncini sağlamak

için gerekli olan malzeme kompozisyonu paslanmaz çeliklerin işlenmesini

zorlaştırmaktadır. İşlerken pekleşen kararlı bölgeler, tel şeklindeki talaşlar, şiddetli

harmonikler ve yüksek işleme sıcaklıkları talaş kaldırma işlemi sırasında büyük rol

oynamakta ve takım ömrünü azaltmaktadır. Ostenitik paslanmaz çeliklerdeki krom,

nikel ve molibden muhtevası bu alaşımların yüksek gerilmeler altında plastik

deformasyona uğramasına sebep olmaktadır. Ayrıca, paslanmaz çeliğin soğuk olarak

çekilmesi esnasında karbon çeliklerinde oluşan deformasyon sertleşmesi

tabakasından daha kararlı bir sertleşmiş tabaka oluşur. Ek olarak, kesici takım ile

temasta olan yüzey katmanları, malzemenin özüne göre, iki kat daha sert olabilir.

Paslanmaz çeliğin plastik deformasyonu için gerekli olan yüksek kesme kuvvetleri

ısıyı ve takım aşınmasını artıran ek bir pekleşmeye sebep olurlar. Diğer bir problem

ise paslanmaz çeliğin sıvanması ve yığıntı talaşa yol açmasıdır. Yığıntı talaş kesici

uçlardaki aşınmayı artırarak işlenen parçaların yüzeylerinin bozuk çıkmasına sebep

olur. Sıcak talaşlar işlenen iş parçasından uzaklaşırken kesiciyi aşındıran ve işlenen

yüzeyi bozan uzun tel halinde oluşurlar. Bunun engellenmesi için operatörün her bir

işlenen parçadan sonra talaşları temizlemesi gerekir ki bu durum verimliliği olumsuz

yönde etkiler (Balcı, 2008).

Krom, paslanmaz çeliğin bir temel öğesi olup malzemenin yüzeyinde krom-oksit

filmi oluşturarak paslanmaz çeliği korozyondan korur. Karbon muhtevası yeterince

15

yüksek olduğu zaman paslanmaz-krom çelikleri karbon çelikleri gibi sertleştirilebilir.

Paslanmaz çelikler kroma ek olarak molibden, bakır, titanyum, silikon, manganez,

alüminyum, nitrojen ve sülfür gibi diğer alaşım elementlerinize ihtiva eder. Bu

elementler malzeme yapısını değiştirmek, korozyon direncini ve diğer özelliklerini

iyileştirmek için kullanılır. Başlıca mukavemet olmak üzere bazı özellikler doğrudan

malzeme yapısına bağlıdır. Yüksek alaşımlı paslanmaz çelikler yapısında aşındırıcı

karbür taneleri ihtiva eder. Bu taneler takım aşınmasının daha hızlı meydana

gelmesine neden olur. Sertleştirilmiş ve temperlenmiş haldeki martensitik çeliklerin

hassas işlenmesinde yüksek kesme hızlarından kaçınılmaması durumunda,

malzemenin ikinci defa temperlenmesini gerekli kılar (Yeyen, 2006).

Paslanmaz çeliklerin yüksek çekme mukavemetine sahip olması da işlenebilirliği

olumsuz yönde etkilemektedir. Akma ve kopma noktaları arasındaki uzaklık normal

karbonlu çeliklere göre daha fazladır. Dolayısıyla paslanmaz çelikler işlenirken,

normal karbon çeliklere göre daha fazla kesme kuvvetine ihtiyaç duyulmaktadır.

Ostenitik paslanmaz çeliklerin, düşük ısıl iletkenliğine ve yüksek pekleşme

özelliğine sahip olması da işlenebilirliği olumsuz yönde etkileyen faktörlerde biridir.

Paslanmaz çeliğin işlenme esnasındaki pekleşme özelliği, normal karbonlu çeliklere

göre daha yüksek miktarda kesme kuvvetine ihtiyacın doğmasına yol açar. Isı

iletkenliğinin düşük olması kesme bölgesinde sıcaklığın artmasına yol açar. Meydana

gelen yüksek sıcaklık ikinci deformasyon bölgesinde difüzyon aşınmasının

oluşmasını sağlar (Yeyen, 2006).

Östenitik ve ferritik/östenitik birçok paslanmaz çelik için bir düşük, bir de yüksek

kesme hızı aralığı mevcuttur (40–90 m/dak ve 180–400 m/dak). Bu değerlerin

arasındaki kesme hızı değerleri yığma kenar oluşumunun gerçekleştiği değerlerdir.

Genellikle paslanmaz çelik içerisindeki alaşım miktarı arttıkça işleme o derece

zorlaşır ve işleme maliyeti o derece artar. Malzeme özellikleriyle ilgili (örneğin

korozyon direnci) talepler bazı uygulamalarda işlenebilirliği arttıran katkı

malzemelerinin (Si, Pb gibi) miktarını sınırlar. Talaşlı imalat alanında özellikle

paslanmaz çeliklerin işlenmesi hususunda son derece yararlı olacak bazı temel

tavsiyeler mevcuttur. Bu tavsiyeler aşağıda verilmiştir (Çakır, 2006).

16

Rijit bir takım tezgâhı seçilmelidir. Tezgâhın tabanının düzgün ve sert olması

ve iş milinin kalitesi son derece önemlidir. Uzun çubukların işlenmesi

esnasında yeterli rijitlik sağlanmalıdır.

Takım ve iş parçası bağlama sistemi mümkün olduğunca rijit olmalıdır.

Minimum bir efektif uzunluğa sahip takım ve yüksek mukavemete sahip bir

bağlama elemanı kullanımı tavsiye edilir.

Köşe radüsü uygulamaya göre seçilmelidir. Radüsün gereğinden büyük

olması titreşime neden olacaktır, daha küçük ancak yeterince dayanıklı bir

köşe radüsü daha iyi bir talaş kontrolü ve daha küçük kesme kuvvetleri

sağlar.

Kesici kenar için yeterince dayanıklılık ve iyi bir keskinlik sağlayan bir

kesme geometrisi kullanılmalıdır.

Yeterince büyük bir pozitif talaş açısına ve büyük boşluk açısına sahip

takımlar kullanılmalıdır. Keskinliğin kaybolmaması için küçük kenar

yuvarlatmaları daha uygun olabilir.

Kaba talaş kaldırma işlemlerinde kesici kenarın güçlendirilmesi amacıyla pah

kırma işlemi yapılacaksa mümkün olan en küçük pah kırılmalıdır.

Tornalama işleminde kesme bölgesinde oluşan ısının ortamdan

uzaklaştırılması için doğru kesme sıvısı, bol miktarda kullanılmalıdır.

Talaş yüzeyi ile talaş arasındaki sürtünmeyi, temas yüzeyini en aza indirecek

bir kesici uç geometrisi seçilmelidir.

Kaba talaş kaldırma işlemlerinde düşük talaş derinliklerinde ve ilerlemelerde,

yüksek kesme hızlarıyla çalışmak yerine büyük talaş derinliklerinde ve

ilerlemelerde, düşük kesme hızlarıyla çalışılmalıdır.

Kaba veya yarı ince işlemlerde, ince işlemler esnasında takımın deformasyon

sertleşmesine uğramış bölgenin altına nüfuz etmesine izin verecek miktarda

bir işleme payı bırakılmalıdır.

Paslanmaz çeliklerin tornalanmasında ve frezelenmesinde sermetler uygun bir

seçenek olarak dikkate alınmalıdır.

17

1.2.TalaĢ Kaldırma Mekaniği

Talaş kaldırma işlemi, genel anlamda kesici takım, takım tezgahı ve işleme

parametreleri olmak üzere üç kombinasyondan oluşur. Diğer bir ifade ile, talaşlı

imalat belirli boyut ve yüzey kalitesine sahip bir makine elemanı meydana getirmek

için, ucu keskin bir takımla ve güç kullanarak, iş parçası üzerinden tabaka şeklinde

malzeme kaldırma işlemi olarak tanımlanır. Bir başka tanımla, elastik ve plastik şekil

değiştirme temeline dayanan sürtünme, ısı oluşumu, talaş oluşumu ve iş parçası

yüzeyinin sertleştirilmesi, kesici ucun aşınması, kırılması gibi olayların meydana

geldiği karmaşık fiziksel bir olaydır (Şahin, 2000, Akkurt,1992).

Talaş kaldırma işleminde kesici takım iş parçası üzerine belirli bir kuvvetle

bastırıldığında ve kuvvet yönünde bastırıldığında malzemede elastik ve plastik şekil

değiştirmelerden sonra akmalar başlar. Gerilmeler malzemenin kopma sınırını geçtiği

anda talaş olarak adlandırılan belirli bir yüzey tabakası iş parçasından ayrılır. Talaş

kaldırmaya etki eden faktörler şunlardır;

Kesici takım ömrü (T)

Kesme hızı (V)

Talaş derinliği (t)

İlerleme miktarı (f)

Kesme açıları (KA)

Titreşim (Vi)

Soğutma sıvısı

Takım/iş parçası malzemesi çifti (TM)

Kesici uç radyüsü (r)

Bunlar fonksiyonel olarak ifade edilirse; F (T,V,f,t,KA,Vi,TM,r)=0

Talaşlı imalat teknolojisi bir yandan malzemelerdeki gelişmelere ve imalat

stratejilerine, öte yandan takım endüstrilerindeki gelişmelere bağlı olarak sürekli bir

değişim göstermektedir. Bu gelişme modern takım malzemelerinin, kesici

18

geometrilerinin ve takım tespit yöntemlerinin gelişimini de beraberinde getirecek ve

imalat alanında her geçen gün daha ekonomik üretim alternatifleri ortaya çıkacaktır.

Talaşlı imalat alanında en ekonomik imalat ve en ideal takım ömrü için en uygun

kesme parametrelerinin belirlenmesi amaçlanır. Tamamıyla takım-iş parçası

malzemesi çiftine, kesme koşullarına, takım tezgahına, kesici takıma bağımlı olan bu

işlem son derece zordur.

1.2.1. TalaĢ kaldırma teorileri

İmalat sanayinde malzemelerin verimli şekilde işlenmesi sadece kesilen malzeme

hakkında değil aynı zamanda farklı şartlar altında, kesici takım malzemesi, kesici

şekli ve nasıl yapılacağı hakkında da bilgi gerektirir. Son 20 yıldan beri birçok yeni

takım malzemeleri ve takım tezgâhları geliştirilmiş, daha yüksek kesme hızlarında

çalışma imkânı sağlanmış ve bunlar da üretim artışına yol açmıştır. Bütün bu

faktörler dikkate alındığında takım tezgâhları ile talaş kaldırma teorisi ve uygulama

alanı sürekli araştırılmaktadır (Şahin, 2000).

1.2.1.1. Ernst, Merchant ve Pispaen yaklaĢımı

Bu yaklaşımlar, talaş kesici takım önünde kesici kenardan iş parçası yüzeyine uzanan

yaklaşık tek bir düzlem ile sınırlanan kayma işlemi ile oluşacağını dikkate alır

(Şahin, 2000). Merchant, talaş kaldırma mekaniğine dayanarak hassas geometride

ideal talaş oluşum kavramını çıkarmış ve bu model Şekil 1.1 de gösterilmiştir.

Şekil 1.1. Merchant‟ın ideal talaş oluşum modeli (Şahin 2000).

19

Bu yaklaşım detaylı olarak incelenecek olursa; takımın kesme kenarına etkiyen

bileşke kuvveti (R) ve bunun kayma düzlemi boyunca ve buna dik doğrultudaki

bileşenleri (Fns ve Fs); takım yüzeyi boyunca ve buna dik doğrultudaki Fn ve Ff

bileşenleri ve bileşke kuvvetin esas kesme kuvveti (Fc) ve ilerleme kuvveti (Ft)

bileşenleri Şekil 1.2‟de gösterilmiştir.

Şekil 1.2. Ortogonal kesmede kuvvet diyagramı (Şahin, 2000).

Fs = R.Cos ( + β – γ) (1.1)

Fs = τs .As = (τs .Ac) / (Sin ) (1.2)

yazılabilir. Bu eşitlikte; τs: Kayma düzlemi üzerinde iş malzemesinin kayma

dayanımı, As: Kayma düzlemi alanı, Ac: Deforme olmamış talaş kesiti alanı, γ:

Normal talaş açısı, β: Takım-talaş arasında ortalama sürtünme açısını göstermekte

olup arc tan (Ft/Fn)‟ eşittir.

(1.3)

Bu geometriden de;

Fc = R .Cos(β – γ) (1.4)

20

yazılabilir. 1.3 ve 1.4 eşitliklerinden;

(1.5)

elde edilir. Minimum Fc kuvveti için değerini bulmada da 1.5 eşitliğinin ‟ye

göre diferansiyeli alınır ve 0‟a eşitlenirse;

(1.6)

bağıntısı bulunur.

Merchant yeni bir teori ile aşağıdaki ilişkiyi ortaya çıkarmıştır.

τs = τso + k .σs (1.7)

Şekil 1.2‟den;

Fns= Fr.Sin ( + β – γne) (1.8)

(1.9)

yazılabilir. 1.8 ve 1.9 eşitliklerinden kayma düzlemine etkiyen normal gerilme;

(1.10)

olur ve 1.4 ve 1.10 eşitliği ile birleştirilirse birinci deformasyon bölgesindeki kayma

gerilmesi;

21

(1.11)

elde edilir. 1.7 ve 1.11‟den;

(1.12)

yazılabilir. Bu eşitlik τs değerinin ‟deki değişmeyle nasıl değiştiğini

göstermektedir. ‟ye bağlı olarak Fc için yeni bir eşitlik elde etmek için 1.5

eşitliğinde yerine konulursa;

(1.13)

(1.13)

ifadesi elde edilir. Belirli bir malzeme için k ve τso‟nin ve kesme işlemi içinde Ac ve

γ sabitlerdir. Bu nedenle de ‟nin yeni bir değerinin elde edilmesi için 1.13

eşitliğinin diferansiyeli alınırsa;

2 + β - γ = C (1.14)

yazılabilir. 1.14 eşitliğinde C iş malzemesi sabiti olup C= arc.cotk ile hesaplanabilir.

Ancak son deneysel çalışmalarda farklı kesme şartları içinde verilen bir malzeme için

τs‟nin sabit kaldığı gösterilmiştir. Bu nedenle de k sabiti de 0‟a eşit olacaktır.

Piispanen tarafından da benimsenen bu model kayma açısına karşılık serbest yüzeye

eğik olarak tutulan iskambil kâğıdı grubu şeklinde malzemenin kesileceğini

göstermektedir (Şahin, 2000). Kesici takım iş parçasına göre hareket ettiğinde

zamanla bir kartın veya katmanın devreye girmesi ve bunların birbiri üzerine

kaymasına sebep olmasından kaynaklanmaktadır (Şekil 1.3). Bu modelin özelliği ise

şöyle özetlenebilir.

22

Takım yüzeyi sürtünmesi plastikten daha ziyade elastik deformasyon şeklinde

oluşması,

Kaymanın mükemmel bir düzlem yüzeyde gerçekleşmesi,

Talaş sıvanmasının ihmal edilir olması,

Kayma açısının serbest seçilmesini gerektirmesidir.

Bununla beraber, bu modelde takımın iyi bilenmiş olması, talaş derinliğinin sabit

olması, iş parçasının takıma göre düzgün hareket etmesi, sürekli talaşın üretilmesi ve

kesme düzlemi takım boyunca kesme ve normal gerilmelerin uniform olması gibi

varsayımlara dayanır (Şahin, 2000).

Şekil 1.3. Piispanen talaş oluşum modeli (Şahin, 2000).

1.2.1.2. Lee ve Shaffer yaklaĢımı

Bu yaklaşımda, plastisite teorisi ortogonal kesme işlemine uygulanmıştır. Plastisite

teoremini kullanarak kesme probleminin incelenmesinde gerilme altındaki iş

malzemesinin davranışları ile ilgili varsayımlar şöyle özetlenebilir:

Malzemenin rijit plastik olduğu elastik uzamanın ihmal edildiği akma noktası

geçtikten sonra deformasyonun sabit bir gerilmede oluşacağını ve rijit plastik

malzemenin gerilim-uzama eğrisinin düz doğru olduğunu,

Malzemenin davranışı deformasyon miktarından bağımsız olduğunu,

23

Deformasyon esnasında artan sıcaklık etkisinin ihmal edilebileceğini ve atalet

etkilerinin ihmal edilebileceği varsayılır.

Bu yaklaşımda, kesme işleminde çok yüksek uzamalar ve uzama miktarları oluştuğu

için talaş kaldırma esnasında iş malzemesinin gerçek davranışlarına oldukça

yaklaşılmıştır. Çoğu metallerde deformasyon sertleşmesi oranının artan uzama

miktarı ile hızla azaldığı bilinmekte ve yüksek uzama etkisi de maksimum gerilmeye

bağlı olarak metalin akma dayanımını artırmaktadır. Keza toplam uzamaya göre

oluşan elastik uzama miktarı ihmal edilebilecek seviyededir. Bu nedenle, iş

malzemesinin gerilme-uzama eğrisi yaklaşık doğru oluşturur. Plastisite teoremi ile

bir problemin çözümünde kayma hattı alanının oluşması gereklidir. Bu alan iki

ortogonal çizgi ailesinden oluşur ve maksimum kayma gerilmesi de iki ortogonal

doğrultuda plastik bölge içindedir. Bu yaklaşımda, mükemmel plastik malzemelerin

kayma hattı Şekil 1.4‟ de gösterildiği gibi, paralel düz doğru ailesinden oluşan talaşta

belli bir kayma doğrusu alanın (plastik bölgenin) mevcut olduğu varsayılmaktadır

(Lee ve Shaffer, 1951). Burada bileşke kuvvet (R), kayma açısı ( ), normal açı (γ),

sürtünme açısı (β), deforme olmamış talaş kalınlığı (t) ile gösterilmektedir. Kayma

gerilmesi ve maksimum değeri AC doğrusu boyuncadır. Talaş kaldırma işleminde iş

parçası malzemesinin fiziksel özelliklerinde hiçbir değişme olmaz. Hemen hemen

bütün gevrek iş parçaları mükemmel plastik özelliklerinden ziyade elasto-plastik

özelliklere sahip olduğundan bu yaklaşım da sınırlı uygulamalara sahip

bulunmaktadır.

24

Şekil 1.4. Ortogonal kesme için Lee ve Shaffer‟ın kayma hattı alanı teorisi (Lee and

Shaffer 1951).

AC serbest yüzey olarak dikkate alınabilir ve maksimum kayma gerilmesinin yönleri

her zaman π/4‟de serbest yüzeyle karşılaşacağı için CAB açısı π/4‟e eşittir. Son

olarak da takım-talaş ara yüzeyine etkiyen gerilmelerin üniform olduğu varsayılırsa

BC sınırında esas gerilmeler bu sınırı, β ve β+(π/4) açılarında karşılar. Maksimum

kayma gerilmesinin doğrultuları temel gerilme doğrultularına göre π/4 açıda oluşur.

Bundan dolayı BCD açısı da (π/4)-β‟e eşit olur. Şekil 1.4‟den;

(1.15)

eşitliği yazılabilir. Böylece de;

(1.16)

şeklinde elde edilir. Bu yaklaşım ile 1.16 eşitliği, β = π/4 ve γ=0 olduğunda, =0

olacağı için uygulanmamıştır.

25

Yukarıda açıklanan teoriler ve deneysel çalışmaların karşılaştırılması Şekil 1.5‟ te

gösterilmiştir bu grafikte kayma açısına ( ), karşılık β - γ değişimi, Ernst ve

Merchant, Lee ve Shaffer‟ın elde ettiği ilişkilerin düz doğrular şeklinde olduğu

görülmektedir. Bu grafikten test edilen farklı malzemeler için her iki teori de

deneysel sonuçlarla nicelikli uyuma yaklaşılmadığı ancak bu teoriler deneysel

sonuçlarla nitelikli karşılaştırma yapıldığında her iki teori ve deneysel sonuçlarında

ve β - γ arasında doğrusal bir ilişkinin var olduğunu göstermektedir ki β - γ‟daki

bir azalma her zaman açısında bir artış gösterir. Bu nedenle verilen bir talaş açısı

(γ) ve takım yüzeyindeki ortalama sürtünme açısı (β)‟da azalama kayma alanındaki

azalmaya karşılık kayma açısını artırır.

Şekil 1.5. Farklı teorilerin ve deneysel sonuçların karşılaştırılması.

Ernst ve Merchant, Lee ve Shaffer‟ın kayma açısı teorileri ve Şekil 1.5‟deki deneysel

sonuçları, talaş kaldırma işleminde en önemli faktörün takım-talaş ara yüzeyindeki

sürtünme olduğunu göstermektedir. Takım yüzeyinde ortalama sürtünme katsayısı

değerleri ile takım-talaş sürtünme davranışları önemlidir. Bu nedenle, talaş

kaldırmada takım ve talaş arasında sürtünme davranışlarının detaylı olarak dikkate

alınması gerekir.

26

1.2.1.3. Timme yaklaĢımı

Bu modele göre kesici takım iş parçası içine nüfuz etmeye, onun direncini yenmeye

başlar. Batma direnci iş parçası malzemesinin sıkıştırılmış alanını orantılı olarak

büyütür ki bu da batma kuvvetinde bir artış sağlar. Kuvvetin, kayma açısında düzlem

boyunca hareket eden iş parçası malzemesinden küçük parçalar çıkararak kıracak

şekilde yeterli derecede büyük oluncaya kadar bu işlem devam eder. Batma kuvveti

ani olarak azalır ve bu işlemler bir çevrim olarak devam eder.

Şekil 1.6. Timme yaklaşımı ile talaş oluşum modeli (Şahin, 2000)

1.3.Takım Ömrü

Talaş kaldırma işlemini ekonomik kılan koşulların belirlenmesi arzu edildiğinde

dikkate alınması gereken en önemli faktör kesici takımın ömrüdür. En eski tanımıyla

takım ömrü “iki bileme arasındaki çalışma süresi” olarak ifade edilir. Bu kavram bazı

hallerde (örneğin delme, planyalama ve broşlama gibi işlemlerde) işleme uzunluğu

veya frezeleme işleminde olduğu gibi talaş hacmi cinsinden de ifade edilebilir

(Akkurt, 1991). Ancak teknolojik gelişmelere paralel olarak değiştirilebilir uçların

HSS ve lehimli sert metal takımların yerini alması sonucunda takım ömrü tanımı

değişmiştir.

Takım ömrü, kesici kenarın iş parçasını, iş parçasına ait sınırlayıcı parametrelerin

belirlenen sınırlar içerisinde kalması koşuluyla, işlemesi için gerekli olan zamandır.

Takımın yerine getirmesi gereken koşullar: istenilen yüzey kalitesi ve boyut

hassasiyeti ve talaş kontrolüdür. Genellikle takımın ömrü ucun veya kenarın

27

kırılması ile sona erer. Ancak talaşlı imalatta modern takımların doğru

uygulanmalarda kullanılmaları sayesinde bu tip aşınmaya hiçbir zaman izin verilmez.

Talaşlı imalatta kullanılan kesici takımların ömrü ve maliyeti gerek üretilen

parçaların kalitesi, gerekse toplam üretim maliyeti açısından büyük önem taşır.

Talaşlı imalat alanında en önemli hususlardan biri en ekonomik imalat ve en ideal

takım ömrü için en uygun kesme parametrelerinin belirlenmesi işlemidir.

Tamamıyla takım-iş parçası malzemesi çifti, kesme koşulları, takım tezgahı, kesici

takım bağımlı olan bu işlem son derece zordur. Son yıllarda kesici takım

teknolojilerindeki gelişmeler sonucunda kaplamalı kesici takımlar talaşlı imalat

işlemlerine gerek takım ömrü, gerekse işleme zamanı açısından önemli katkılarda

bulunmuşlardır.

Talaş kaldırma işlemleri takım, iş parçası, kesme sıvısı veya bir başka ara elementin

yanı sıra hız, kuvvet ve sıcaklık gibi parametrelerden etkilenen işlemlerdir. Takım ile

iş parçasındaki izafi hareket ve kesme kuvveti talaş oluşumu için gereklidir. Hareket

ve kuvvet etkisine bağlı olarak oluşan sürtünme, ısı artışına neden olmaktadır.

Modern endüstride kesici takım maliyetinin toplam üretim maliyetini doğrudan

etkilemesi optimizasyon işlemlerini zorunlu hale getirmektedir. Talaş kaldırma

esnasında tüm takımlar aşınır ve bu aşınma takımlar ömürlerini tamamlayana dek

devam eder (Akkurt, 1991).

Kesici takım ömrü her zaman sınırlıdır. Takım aşınmasına etki eden faktörler kesme

işlemine bağlı parametrelerdir. Kesici takımın kırılması talaş yüzeyindeki ve serbest

yüzeydeki aşınmaya bağlı olup çoğunlukla takım ömrü kriterleri takım aşınmasına

göre belirlenir. Talaş kaldırma esnasında doğru kesici takımın seçilmesi maksimum

verimliliğin sağlaması açısından şarttır. Özellikle takım malzemesi ve kesme

geometrisi seçimi çok önemlidir. Ancak takım doğru seçilmiş olsa bile işleme

koşulları özellikle kesme verileri ve işlemin rijitliğini ilgilendiren koşullar standart

dışı ise optimum takım ömrü elde edilemez. Bağlama elemanlarının rijit olmaması ve

titreşimler birçok kesici kenarın ömrünü, belirlenen süreden önce tamamlanmasına

neden olacaktır.

28

Takım ömrü, kesici takımın iki bileme arasındaki efektif çalışma süresidir. Bir başka

tanımla, esas kesici kenarın tamamen aşındığı, pratikte serbest yüzey üzerinde parlak

şeridin oluştuğu zamandır. Takım ömrü, takımın aşınmasına ve yıpranmasına bağlı

olduğundan, aşınma faktörünü etkileyen diğer unsurlar; iş parçası ve kesicinin

malzemesi, takım geometrisi (kesici takım açıları), talaş biçimi, kesme hızı, soğutma

sıvısı ve parçanın geometrisi vb. faktörler takım ömrünü etkilerler. Bu faktörlerden

en önemlisi ise ilerleme miktarı ve kesme hızının etkisidir. Kesici takım ömrüne,

kesme hızının etkisini Taylor‟ un takım ömrü bağıntısı olarak bilinen formül en etkili

bir şekilde ispatlamıştır. Bu formülde, T takım ömrünü (dak.), V kesme hızını

(m/dak.), Ct Taylor sabitini göstermektedir. n üssü iş parçası ve kesicinin iş parçasına

bağlıdır.

Ct=VxTn veya v=Ct/Tn (1.17)

ifadesi mevcuttur. Bu formülde; n=1/k ile gösterilirse yukarıdaki bağıntı;

Tvk= C veya T = C/vk (1.18)

olarak yazılabilir. Formüldeki k sabitesi takım malzemelerine göre aşağıdaki değerler

verilebilir (Akkurt, 1992).

Hız çelikleri k= 12.....7; Sert metal k= 5.....2; Seramikler k= 3....1,5

Kesici takım ömrü, VB aşınma serit genişliğinin ölçülmesi ile karakterize edilir.

1.4.Takım AĢınması

Talaşlı imalatın temel amacı, üretilecek iş parçasının geometrik ve boyutsal

tamlığıyla birlikte yüzey kalitesinin de istenen sınırlar içerisinde ve ekonomik olarak

sağlamaktır. Bu şekillendirme esnasında istenmeyen malzemelerin talaş olarak iş

parçasından ayrılmasının mümkün olduğu kadar kontrollü gerçekleştirilmesi işlemin

temel problemidir. Bunun için de, metallerin talaşa dönüşmeleri esnasındaki

29

davranışları ve bu davranışlarının sebeplerinin iyi anlaşılması-analiz edilmesi

gereklidir. Çünkü talaşlı imalat işlemini diğer metal kesme ve işleme yöntemlerinden

farklı kılan, kesme olayının kesici takım üzerindeki lokal bir bölgede gerçekleşmesi

ve bu esnada ısıl, mekanik, kimyasal ve abraziv yük faktörlerine maruz kalmasıdır.

Kesme sırasında, talaşın kesme yüzeyinde sıkışması, şekil değiştirme ve ayırma işi

nedeniyle iç sürtünmeler, talaşın takım yüzeyinden akması ile talaşın takım yüzeyine

teması sonucu dış sürtünmeler meydana gelir. Tüm bu sürtünmeler, kesici takımın

ısınmasına neden olmaktadır. Isı oluşumu daha çok, kesici kenarın yakınlarındaki

lokal alanlarda meydana gelir. Kesme kuvvetlerinin meydana getirdiği sürtünme ile

kesici takımda oluşan ısı, takım sertliğini etkiler. Takım sertliğinin azalması kesici

takımlarda bazı aşınma mekanizmalarını doğurur. Takım ve iş-parçası arasındaki

sürtünmelerin azaltılması, oluşan kesme ısısını ve aşınmayı azaltacaktır.

Sürtünmelerin azaltılması için, kesici takımın yüzey pürüzlülüğünün iyileştirilmesi

ve adheziv, abraziv, difüzyon, oksidasyon ve yorulma aşınma mekanizmalarına karşı

koruyucu sert seramik esaslı elementlerle kaplanması önerilmiştir (Yalçın vd., 2004).

1.4.1.Kesici takımlarda aĢınma

Bütün kesici takımlar talaş kaldırma esnasında, iş parçası ve talaş ile temas sonucu

sınırlı bir çalışma ömrüne sahiptir. Böylece, kesici takımın işlem kalitesini

sağlayamayacak hale gelmesine kadar geçen süre “takım ömrü” olarak adlandırılır.

Her bir kesici takım için takım ömrü, kesme şartlarına göre farklıdır ve deneysel

olarak belirlenir. Takımın maruz kaldığı yüksek sıcaklık ve mekanik gerilmelerden

dolayı, kesici takım yavaş yavaş veya ani olarak malzeme kaybına maruz kalır ya da

iş göremez hale gelir. Takımın zamanla hasarı “aşınma”, ani hasarı ise “kırılma”

olarak tanımlanır. Bu kırılma ve aşınmalar, genellikle kesici takımın kesme

kenarının, talaş yüzeyi, serbest yüzeyler ve burun bölgesinde oluşur.

Kesici takımın durumu; ıskarta iş parçası, takım tezgahının hasarı, aşınmış takımın

değiştirilmesi için durma zamanı gibi ilave maliyetlere neden olduğundan, tüm talaş

kaldırma prosesleri için oldukça önemli bir faktördür. Bu nedenle kesici takımın

30

kesme işlemi boyunca sürekli denetlenmesi ve değişme zamanının mümkün

olduğunca önceden bilinerek programlı bir şekilde yapılması gerekmektedir. Bunun

için de kesme işlemi esnasında zamansız takım bozulması ile karşılaşmamak için

aşınma kriterleri belirlenmiştir.

Uygulamada standart olarak takım ömrü veya aşınma sınır kriteri değerleri, kesici

takımın serbest yüzeylerindeki yan yüzey aşınma şerit genişliği (VB) veya krater

aşınma derinliği (KT) ve/veya genişliğinin (KB) ölçümü ile belirlenmektedir (TSE,

1992). Birden fazla aşınma tipinin ölçülebildiği yerde her tip için aşınma değeri

belirlenir ve bunlardan herhangi birisi, o aşınma tipi için belirlenen aşınma kriteri

sınırına ulaştığı zaman takım ömrüne ulaşılmış kabul edilir. Buna rağmen, takım

ömrünü tayin etmede farklı kriterlerde kullanılmıştır. Kesici takımın durumu

hakkında doğrudan bilgi veren ölçme yöntemlerinin yanı sıra, işleme performansı,

talaşlı işlenebilirlik gibi farklı amaçlarla birlikte dolaylı olarak kesicinin durumunu

gösteren yöntemler de kullanılmaktadır. Çizelge 1.7‟de takım aşınmasını belirleme

metotları verilmiştir.

Çizelge 1.70.1. Takım aşınmasını belirleme metotları (Özler,1998)

Ölçme yöntemi

Ölçülen değer Ölçme cihazı

Doğrudan

(Direkt) Ölçüm

Optik Kesici ağzın biçimi TV kamerası, optik cihaz

Radyoaktif

parçacıklar

Parçacıkların büyüklüğü ve

konsantrasyonu Spektrofotometre

Takım-iş parçası

temas

direnci

Temas direncindeki değişim

Voltmetre

İş parçası boyutu

İş parçası çapı

Mikrometre, optik,

ultrasonik, elektromanyetik

cihaz

Takım-iş parçası

açıklığı

Takım ya da takım tutucu

ile iş parçası arasındaki açıklık

Mikrometre, pnömatik gauge,

deplasman ölçer

Dolaylı

(İndirekt)

Ölçüm

Kesme kuvvetleri Kesme kuvvetindeki değişim

Dinamometre, strain-gauge

Akustik emisyon Gerilim dalga enerjisinin

akustik emisyonu AE çevirici mikrofon

31

Çizelge 1.7. Devam

Titreşim

Takım yada takım tutucunun

titreşimi

Akselerometre

Sıcaklık

Takım üzerindeki kesme

sıcaklığının değişimi

Isılçift, pirometre

Güç girişi

İlerleme motoruna yada

aynaya güç veya akım girişi

Ampermetre, dinamometre

İşleme esnasında kesici kenar üzerine etkiyen çeşitli yük faktörleri nedeniyle oluşan

temel aşınma mekanizmaları ve bunlara bağlı meydana gelen kesici takım aşınma

tipleri şunlardır:

1.4.1.1. Abraziv aĢınma

En yaygın aşınma mekanizmalarından biridir. Bu aşınma mekanizması, serbest yüzey

(yan yüzey veya boşluk yüzeyi) ve krater aşınma (talaş yüzeyi veya üst yüzey)

tiplerine sebep olur. Genellikle iş malzemesine ait oksit, nitrür ve karbür gibi sert

parçacıklar, takım boşluk yüzeyi ile iş parçası arasına geldiğinde taşlama işlemine

benzer bir durum oluşur. Kesici kenarın abraziv aşınmaya karşı direnç kabiliyeti,

önemli ölçüde sertliğine bağlıdır (Şeker, 2004).

1.4.1.2. Difüzyon aĢınması (Atomik yer değiĢtirme)

İş parçası talaşı ve takım malzemesi arasındaki temas yüzeyinde artan sıcaklık

difüzyona (atomsal düzeyde malzeme yayılmasına) neden olur ve böylece takım/talaş

arası her iki yöne gerçekleşen malzeme hareketi (transport) nedeni ile takım

malzemesi mikro yapısal eğişime uğrayarak yumuşar. Takım malzemesinin sertliği

süreçte çok önemli değildir (Şeker, 2004).

Bu tip aşınma takım yüzeyinde kimyasal reaksiyonun bir türü olarak, sertlikten

ziyade yüzey üzerinde akan metalde takım ve malzemesinin farklı fazlarının

çözünebilirliğine bağlıdır. Bu aşınma mekanizması, krater aşınmasının temel

32

nedenidir. Örneğin çeliğin talaşlı işleminde sert metal mikro yapısına yayılan demir,

kobalt içi karbon çözünürlüğünü arttırır. Bu sıcaklıklarda gerçekleşen kısmi tungsten

karbür çözülmesiyle ve karşı yönde oluşan karbon difüzyonuyla kobalt içerisinde

yüksek metal atomlu karbür oluşur ve böylece mikro yapı yumuşar.

Değişik kesme sistemleri ve parametrelerine bağlı olarak tanıtılan aşınma

mekanizmalarından biri veya bir kaçı devreye girerek takım ömrünü sonuçlandırır.

Genelde mikro yapı için aşınmaya dayanıklı, sert karbür miktarı, takım ömrünü ve

çalışma hızını belirler. Sertleşebilir martensitik matris içersinde, hacimsel % 8-15

seviyesinde karbürlerden oluşan yüksek hız çeliği mikro yapısı düşük kesme

hızlarına (< =60 m/dk. ) izin verir. Hacimsel % 95 „e varan miktarlarda karbürlerden

oluşan sert metallerde kesme hızları genelde birkaç misli yüksektir. Ancak yüksek

tokluğundan ötürü yüksek hız çelikleri özellikle darbeli, süreksiz kesmelerde sert

metallerden daha yüksek performans gösterirler.

Genelde yüksek hız çeliklerinde düşük ve orta hız kapasiteleri kullanılır. Bu hızlarda

örneklenen aşınma mekanizmalarının çoğu aynı anda devreye girer. Yüksek hızlarda

ise yoğun sıcaklık etkisi ile (>=600 oC ) hız çelikleri çok çabuk yumuşayarak aşınır.

Sert metallerde ise hız kapasitesinin üst seviyelerinde çalışıldığından, yoğun

difüzyonal aşınma takım ömrünü belirler.

Takım üreticileri, özellikle sert metal üreticileri piyasaya sürdükleri plaketleri için

serbest yüzey aşınmasını ve/veya talaş yüzey aşınmasını belirli değerlerle

sınırlayarak takım ömrünü kullanıcıya tavsiye ederler. Bu değerlerin üzerine

çıkılması bir yandan takımın hızlandırılmış aşınmasına, öte yandan kaba pürüzlü

yüzey eldesine yol açar.

1.4.1.3. Plastik deformasyon

Talaşlı işlemde oluşan yüksek statik basma gerilmeleri ve kesme sıcaklıkları, takım

malzemesinin elastik sınırının aşılmasına izin vermesi ile takımın kesici köşesinde ve

talaş yüzeyinin şekil değiştirmeler olur ve takım aşınır.

33

Kesici köşenin plastik deformasyonundaki ana etken, köşe üzerindeki basma

gerilmelerini maksimum konumda olmasıdır. Bozulan takım kesme geometrisi-kesici

köşe genel anlamda aşınmamasına rağmen-kuvvetlerin ve sıcaklığın yöresel olarak

artmasını ve böylece takımın aşınmasının ivmelendirir.

Yüksek sıcaklıklarda takımın talaş yüzeyindeki-kayma nedenli-plastik şekil

değiştirmesi ise takım yüzeyinin giderek artan aşınmasına neden olur. Kraterleşme

olarak adlandırılan takımın talaş temas yüzeyinin aşınarak oyuklaşması sonucu

zayıflayan kesici köşe kırılır. Takımın serbest yüzeyinde de görülen bu aşınma tipi,

özellikle çelik gibi yüksek sıcaklıkta ergiyen malzemelerin karakteristiğidir. Bu tip

malzemelerin kayma yüklenmesindeki yüksek akma dayançları nedeniyle kesme

işlemi sırasında oluşturdukları yüksek sıcaklıklar böyle bir aşınma mekanizmasını

öncelikle devreye sokar.

1.4.1.4. Yorulma aĢınması

Termo-mekanik bir kombinasyonun sonucudur. Sıcaklıktaki dalgalanmalar ve takıma

etkiyen kesme kuvvetlerinin sıfır ile maksimum değerler arasında değişmesi kesici

kenarın çatlamasına ve kırılmasına yol açar. Aralıklı kesme işlemi ucun sürekli

olarak ısınıp soğumasına ve talaş ile temasta olan kesici kenarda şok etkisine neden

olur. Mekanik yorulma kesme kuvvetlerinin kesici takım mukavemetinden yüksek

olduğu durumlarda görülmektedir (Ucun, 2007).

1.4.1.5. Adheziv (yapıĢma) aĢınma

Genellikle takımın talaş yüzeyindeki düşük işleme sıcaklıklarından dolayı ortaya

çıkar. Çelik, alüminyum ve dökme demir gibi uzun ve kısa talaş oluşumunun söz

konusu olduğu iş malzemelerinin işlenmesinde görülür. Bu aşınma mekanizması

genellikle kenar ile talaş arasında yığma kenar oluşmasına (BUE) neden olur. Yığma

kenar, talaş tabakalarının sürekli olarak kesici kenar üzerine kaynak olup kenarın bir

parçası haline gelmeleri şeklinde oluşur. Bu kenarın çok fazla büyümesi ve bir

noktada kopması, kesici kenar üzerinden bir kısım malzemenin de yığma kenar ile

uzaklaşmasına neden olur. Belirli bir sıcaklık aralığında, takım ve iş parçası

34

malzemeleri arasındaki yakınlık ile kesme kuvvetlerinden dolayı ortaya çıkan yük

adheziv aşınmayı oluşturan nedenlerdir (Şeker, 2004).

Deformasyonla sertleştirilmiş malzemeler (östenitik paslanmaz çelikler gibi)

işlenirken, talaş derinliğinin maksimum sınırında bu aşınma mekanizması bölgesel

aşınmanın hızlanmasına neden olur. Bu aşınma mekanizması, çentik aşınmanın

oluşmasına sebep olur. Aynı zamanda takım malzemesi ile iş parçası malzemesinin

kimyasal yakınlığına da bağlıdır.

35

2. KAYNAK ÖZETLERĠ

Kurt (2006), tez çalışmasında 304L paslanmaz çelik taban malzemeler üzerine Me-

DLC kaplamanın mekanik ve tribolojik özelliklerine etkisini araştırmıştır. Kaplama

prosesini ise kapalı alan dengelenmemiş manyetik alanda sıçratma sistemi ile

gerçekleştirmiştir. Çalışmasının XRD sonuçlarında yoğun kolonsal morfolojiye sahip

amorf yapı içerisinde kristal kümelenmelere rastlamışdır. Buna ilaveten 304L

paslanmaz çelik üzerine büyütülen Me-DLC film tabakasının sertliği, 10 gf‟lik yük

altında 515 HV olarak tespit etmişlerdir. Aşınma deneyi sonucunda ise aşınma

katsayısı 1,13x106 mm3/Nm ve yüzey pürüzlülüğü değeri Ra=0,07 μm olarak

belirlemişlerdir.

Yeyen (2006), AISI 303 paslanmaz çeliğinin işlenebilirliğini deneysel olarak

araştırmıştır. İmalat sektöründe yaygın olarak kullanılan paslanmaz çelikler yüksek

mekanik özelliklere sahiptir. Korozyon direnci, süneklik, çekme mukavemetinin

yüksek olması paslanmaz çeliklerin temel özelliklerindendir. Bu özelliklerinin

yüksek olması malzemenin işlenebilirliğini olumsuz etkilemektedir. Bununla birlikte

paslanmaz çelik malzemesi içeriğinde bulunan krom, nikel ve molibden gibi

elementlerin olması da bu çeliğin işlenebilirliğini büyük bir ölçüde etkilemektedir.

Bu yüzden yeyen çalışmasında bu tür problemlerin giderilmesi ve AISI 304

malzemesi ile karşılaştırılmasını hedeflemiştir. Çalışmalarında sonuç olarak en iyi

yüzey pürüzlülük değerini veren kesme kuvveti V2=150 m/min ve en iyi ilerleme

değerini ise f1=0.20 mm/rev olarak tespit etmiştir. Bunun yanında 0,24 mm/rev

ilerlemede, V1=120 m/min, V2=150 m/min, V3=180 m/min ve V4=210 m/min

kesme hızlarında, kesme hızı büyüdükçe kesme kuvvetinin düştüğü gözlemlemiştir.

V3=150 m/min kesme hızında, f1=0,20 mm/rev, f2=0,24 mm/rev ve f3=0,30 mm/rev

ilerlemelerde meydana gelen kesme kuvvetleri, ilerleme miktarının artmasıyla artış

gösterdiğini belirtmiştir.

Balcı (2008), AISI 304 paslanmaz çelik malzemesinin tornalama yöntemiyle

işlenmesi sonucu elde edilen yüzey pürüzlülük değerlerini incelemiştir. Çalışmada,

kesici takım uç yarıçapı, ilerleme hızı ve talaş derinliğinin iş parçası ortalama yüzey

36

pürüzlülük değerine (Ra) etkilerini incelemiştir. Deneysel sonuçlardan kesici takım

uç yarıçapının ve ilerleme hızının yüzey pürüzlülüğünü önemli derecede etkilediğini

belirtmiştir. 0,4 mm uç yarıçapına sahip kesici takımla genellikle en düşük yüzey

pürüzlülük değerlerini elde ederken 0,4 mm silici kesici uç geometrisine sahip kesici

takımla da en yüksek yüzey pürüzlülük değerlerini elde etmiştir. 0,05 ve 0,1 mm/dev

ilerleme hızlarında kesici takım uç yarıçapının artmasıyla yüzey pürüzlülük

değerlerinin beklenmedik bir şekilde arttığını göstermiştir.

Tekaslan (2007), AISI 304 paslanmaz çeliğinin işlenebilirliğe bağlı olarak kalıcı

gerilme problemlerinin giderilmesine yönelik bir çalışma yapmıştır. Çalışmanın ilk

kısmında, işlemeleri farklı parametrelerde gerçekleştirmiş ve kesme kuvveti

değerlerini dinamometre yardımı ile almıştır. Bunun haricinde deney numunesi

üzerindeki yüzey pürüzlülüğünü, kesici uçlardaki aşınmaları ve çıkan talaşları

incelemiştir. Çalışmanın diğer kısmında, makine elemanlarının üretimi esnasında

oluşan kalıcı gerilmelerin belirlenmesi için; CNC‟li tel erozyon tezgahından elde

edilen deney parçaları üzerinde katman kaldırma tekniğini kullanarak kalıcı

gerilmeleri tespit etmiştir. Kalıcı gerilmelerin kesme parametreleri, kesme kuvveti,

yüzey pürüzlülüğü ve kesici uçlardaki aşınmaları ile ilişkisini araştırmıştır.

Çalışmalarının sonucunda en ideal kesme hızının 75 m/dk, ilerlemenin 0,15 mm/d,

talaş derinliğinin 1,5 mm olduğu görülmüştür. Bu işleme şartlarında en yüksek yüzey

kalitesi elde edilmiştir. En kötü yüzey kalitesi ise; kesme hızının 50 m/dk,

ilerlemenin 0,25 mm/d, talaş derinliğinin 2 mm olduğu durumda ortaya çıktığını

belirtmiştir. Tornalama yöntemi ile makine parçalarının imalatında işlenmiş

yüzeylerde -1876 Mpa ile -137 Mpa arasında değişen basma kalıcı gerilmelerinin

oluştuğunu tespit etmiştir. Basma kalıcı gerilmelerinin yorulma ömrü üzerindeki

etkisini maksimumda tutacak en uygun kesme hızının sırası ile 75 m/dk, 100 m/dk ve

125 m/dk olduğu bulmuştur.

Çiftçi (2005), östenitik paslanmaz çeliğinin işlenmesinde kesici takım kaplamasının

ve kesme hızının, kesme kuvvetleri ve yüzey pürüzlülüğüne etkisini araştırmıştır.

Çalışmada TiC/TiCN/TiN ve TiCN/TiC/Al2O3 katmanlarıyla çok katlı kaplanmış

sementit karbür kesici takımlar kullanmışlardır. Deneyleri dört farklı kesme hızında

37

(120, 150, 180 ve 210 m/dak) ilerleme hızı ve talaş derinliğini sabit tutarak

yapmıştır. İlerleme hızı 0,16 mm/dev ve talaş derinliğini de 1,6 mm olarak almıştır.

Deney sonuçlarında, TiC/TiCN/TiN kaplanmış kesici takımın, TiCN/TiC/Al2O3

kaplanmış kesici takımdan daha düşük kesme kuvvetlerine sebep olduğunu ortaya

çıkartmıştır. Kesme hızının kesme kuvvetlerinde önemli derecede bir değişikliğe

neden olmadığı ancak işlenmiş yüzey pürüzlülüğünü önemli derecede etkilediğini

göstermiştir. AISI 316 paslanmaz çeliğinin tornalanması esnasında oluşan kesme

kuvvetleri, AISI 304 paslanmaz çeliğinin tornalanması esnasında oluşan kesme

kuvvetlerinden daha yüksekte olduğunu bulmuştur.

Gürkan (2007), östenitik ve martenzitik paslanmaz çeliklerin yüksek sıcaklıktaki

aşınma davranışlarını incelemiştir. Bu çalışmasında borlama işlemi uygulanmış AISI

420 ve 304 paslanmaz çeliklerin yüksek sıcaklık aşınma davranışları araştırmıştır.

Borlama işlemi katı borlayıcı bir ortam içerisinde 900°C‟de 5 saat sürecinde

gerçekleştirmiştir. Metallerin yüzeylerindeki tabakaları tespit etmek için ise X-

ışınları difraksiyon analizi (XRD) ile yapmıştır. Ayrıca oluşan tabakaların yüzeyden

içeriye doğru mikrosertliklerini bulmuştur. Çalışma sonucunda sıcaklığın artmasıyla

borlanmış çeliklerde oksit oluşumunun meydana geldiğini bulmuştur. Aşınma

sıcaklığının artmasıyla borlanmamış çeliklerde oda sıcaklığına göre 7–8 kat artış

görülürken, borlanmış çeliklerde bu artışın 2-3 kat olduğunu bulmuştur.

Yaz (1999), mangan ve silisyum katkılı Yüksek Cr, Ni‟li paslanmaz çelik

dökümlerin talaşlı işlenebilirliğini araştırmıştır. Çalışmasında uygun açılarda bilenen

HSS kaba talaş kalemleri ile çeşitli kesme hızlarında talaş kaldırma işlemlerini

yapılmış ve kalem ömürlerini tespit etmiştir. Sonuç olarak işlenebilirlikten edindiği

bilgilere göre sertlik bakımından fazla fark bulunmayan numunelerin işlenebilirlikte

fazla bir etkisinin olmadığını tespit etmiştir. Ortalama 25 m/dak. „lık kesme

hızlarından daha yüzsek kesme hızlarında HSS kesiciler ile işlenebilirliklerinin

mümkün olmadığını belirtmiştir. İşleme sırasında sıklıkla deformasyon sertleşmesi

ve takım yüzeyine talaş yapışması durumunun da görüldüğünü ifade etmiştir.

Talaşların tel gibi uzayan uzun talaşların çıktığını ve bu talaşların yüzey

pürüzlülüğünü olumsuz yönde etkilediğini bulmuştur.

38

Korkut vd. (2004), “AISI 304 östenitik paslanmaz çeliklerin işlenmesi esnasındaki

optimum kesme parametrelerinin belirlenmesi” konulu çalışmalarında, yüksek

dayanıklılık, düşük ısıl iletkenlik ve yüksek sünekliğin islenebilirliği zorlaştırdığını

ifade etmişlerdir. Malzemeden talaş kaldırma esnasında, kesilen talaşın kesici takıma

yapıştığı ve takımdan talaş kopardığı ortaya koymuşlardır. 0,24 mm/dev ilerleme

kullanılarak 120 m/min, 150 m/min, 180 m/min ve 210 m/min kesme hızlarında talaş

kaldırılma işleminde, numunelerin parçaların yüzey sertliği ve talaş oluşumu

arasındaki korelasyon belirlenmiştir. Belli bir değere kadar kesme hızının artması,

takım aşınmasının azalmasına sebep olmuştur. Fakat belli bir noktadan sonra takım

aşınmasın arttığı gözlemlenmiştir. Talaş kalınlığının ve talaş kıvrım yarıçaplarının

homojenliği ile talaş renginin malzeme rengine çok yakın olması, 180 m/min kesme

hızını en ideal kesme hızı olarak belirlenmiştir. Kesme hızının bu değere kadar

artması Ra değerlerinin iyileşmesine sebep olmuştur. Yapılan her test denemesinde

talaş kıvrım yarıçapı ve talaş kalınlığının kesme hızı ile ilgili olduğu görülmüştür.

Düşük kesme hızı küçük talaş kıvrım yarıçapına ve büyük talaş kalınlığına sebep

olmuştur. Kesme hızı arttıkça talaş kıvrım yarıçapı da artmıştır. Kalınlık ise yavaş

yavaş azalmaya baslar. Kesme hızı düştükçe, yüksek kesme hızlarına göre talaş ile

malzeme arasındaki temas fazla olacaktır. Bu talaş ile malzeme arasında sürtünmeye

ve ortam ısısının artmasına neden olacaktır.

Kumar vd. (2006), Sertleştirilmiş martenzitik paslanmaz çeliği, alümina esaslı

seramik kesicilerle işlenmesi sırasında aşınmanın takım ömrü üzerine etkilerini

deneysel olarak çalışmışlardır. İşleme deneylerinde 60 HRC sertliğinde martenzitik

paslanmaz çelik kullanmışlar ve analizlerinde ise takım üzerinde meydana gelen

aşınma tiplerini incelemişlerdir. Elde ettiği aşınma verilerini çoklu regrasyon analizi

kullanarak takım aşınma modellerinin gelişiminde kullanmışlardır. Sonuç olarak yan

yüzey aşınmasının düşük hızlarda krater ve çentik aşınmasının ise yüksek hızlarda

takım ömrünü etkilediğini ortaya koymuşlardır. En önemlisi de bu alaşımın 200

m/dak kesme hızının üstündeki değerlerde krater ve çentik aşınmasının takım

ömrünü etkilediğini ileri sürmektedirler.

39

Maranhao ve Davim (2009), AISI 316 çeliğinin işlenmesi için yaptıkları sonlu

eleman analizinde, bu alaşımın talaşlı imalatı sırasında termomekanik davranışları

incelenmiştir. Araştırmalar sürtünme katsayısının simülasyon sonuçlarına etkili

olduğu bununla birlikte hassas olarak ölçülenemediğini vurgulamışlardır. Buna ilave

olarak, Coulum modelinin, AISI 316L çeliğin sürtünme katsayısının düzeltilmesinde

ve tahmininde yardımcı bir model olduğunu da izah etmişlerdir. Elde ettikleri

bulgulara göre, temas bölgesinde sürtünme katsayısının, talaş oluşumuna, kesme

kuvvetlerine ve gerilmelerine 1. ve 2. Deformasyon bölgelerinden talaş akışına

önemli etkisinin olduğu sonucunu çıkarmışlardır.

Chang ve Tsai (2003), uç yarıçapına sahip olan aşınmış takımla paslanmaz çeliğin

tornalanması sırasındaki kuvvet modelini araştırmışlardır. Bu çalışma, ön aşınmaya

sahip olduğu düşünülen esas kesici kısım olan takım uç yarıçapıyla paslanmaz

çeliğin tornalanması sırasında meydana gelen talaş oluşumunu ve ikincil talaş

mekanizmasını, yüzey sıcaklığını ve kesme kuvvetlerini bulmaya yönelik olan bir

çalışmadır. Bu sonuçlara göre aşınma düşünülen esas kesici kenar üzerindeki uç

yarıçapı ile işlenmesiyle, paslanmaz çeliğin tornalanmasındaki kuvvetler için tahmin

edilen değerler ve deneysel çalışmaların sonuçları arasında olumlu bir ilişki

bulmuşlardır. Sonuç olarak geliştirdikleri modele göre tahmin ettikleri değerler ve

deneysel çalışmaların sonuçları arasında çok iyi bir ilişki kurduklarını

ispatlamışlardır.

Valiorgue vd. (2007), AISI 316L nin tornalanmasındaki artık gerilmelerin

azaltılmasının modellenmesinde yeni bir yaklaşım ileri süren bir çalışma

yapmışlardır. Tornalama gibi işlemlerde artık gerilmelerin azaltılması parçaların

takım ömründe önemli bir rol oynadığını belirtmiştir. Bu bulguların ise mekaniksel

etki, ısıl etki veya mikroyapının değiştirilmesi gibi olgular olduğunu

vurgulamışlardır. Sonuç olarak bu çalışmada artık gerilme profil şeklinin tahmin

edilebilirliğini gösterilmiştir. Bu metodun talaş kaldırma mekanizması modeli

olmadığını fakat işlenmiş yüzeydeki termomekanik yüklemelerin modeli olduğunu

bildirmiştir. AISI 316L paslanmaz çeliğin tornalanmasında ki bu metodun

40

uygulanması deneysel çalışmalarla uygun bir sonuç sağlanması için hızlı bir işlem

olduğunu belirtmişlerdir.

Valiorgue vd. (2008), sürtünmenin modellenmesine ilişkin bir çalışma yapmışlardır.

Yüksek hız, yüksek basınç ve yüksek sıcaklık gibi zor şartları ölçmek için bir

tribometre tasarlanmıştır. Bu deneysel kurulum, TiN ile kaplanmış bir karbür takım

ile işlenmiş AISI 316L östenitik paslanmaz çelik ile ilgili sürtünme olaylarını

karakterize etmek için kullanılmıştır. Bu çalışma sürtünme katsayısı için yeni bir

model belirlemede kullanılan bir yöntem sunmaktadır. Bu işlem iki adıma

bölünmüştür. İlk olarak tripometre pimdeki indüklenmiş makroskopik kuvvetleri

ölçmektedir. Bu büyük makroskopik sürtünme katsayısı aralıkları, pim üzerine

uygulanan çeşitli kayma hızları ve kuvvetler ile elde edilir. Bu çalışmada,

makroskobik sonuçları elde etmek için deneysel bir düzenek kullanılmış, nümerik

model ABAQUS analiz programında uygulanmış ve tornalama işlemleri boyunca

AISI 316L ve TiN kaplı karbür takımlar arasında oluşan sürtünme ile

ilişkilendirilmişlerdir. Sonuç olarak sıcaklık ve basınca bağlı olan sürtünme

modelinin, kesme operasyonlarının ve artık gerilmelerin daha kesin bir sonuç alacak

şekilde modellenmesinde kolaylık sağlayacağı kanıtlanmıştır.

Bonnet vd. (2008), yapmış oldukları çalışmada, sabit Coulomb sürtünme katsayısını

esas alan standart modele benzeyen, lokal kayma hızına bağımlı olan yeni bir

sürtünme modelini tanımlamışlardır. ALE yaklaşımı tabanlı bir sonlu eleman tekniği

ile AISI 316L paslanmaz çeliğin ortogonal şartlarda kesilmesini modellemişlerdir.

Talaş kaldırmanın sürtünme modeline çok duyarlı olduğu görülmüştür. Takım-iş

parçası-talaş ara yüzleri boyunca malzeme akışı sürtünme modelinin bir varyasyonu

ile çok bozulmuştur. Geliştirilen sürtünme modeli kesme verilerinin belirlenmesinde

daha yüksek verimlilik göstermiştir.

Xavior ve Adithan (2009), yapmış oldukları çalışmada, kesme sıvısının AISI 304

östenitik paslanmaz çeliğinin karbür takım ile tornalanması esnasında oluşan yüzey

pürüzlülüğü ve takım aşınması üzerindeki etkisini araştırmışlardır. Deneylerde kesme

sıvısı olarak Hindistan cevizi yağı, saf kesme yağı ve suda çözünen kesme yağı

41

kullanılmıştır. Tornalama işlemleri boyunca yüzey pürüzlülüğü ve takım aşınmasında

Hindistan cevizi yağının etkisini tanımlamak için birtakım deneyler yapılmıştır. Elde

edilen sonuçlara göre Hindistan cevizi yağının diğer iki tür kesme sıvısından daha iyi

performans gösterdiği anlaşılmıştır.

Gaitonde vd. (2008), tarafından yapılan çalışmada, AISI 316L paslanmaz çeliğin

delinmesi esnasında çapak boyu ve kalınlığını minimize etmek amacıyla farklı kesme

hızı, uç açısı ve kenar boşluk açısı için birtakım deneyler yapılmıştır. Bu

minimizasyon işlemi için Taguchi optimizasyon tekniği tercih edilmiştir. Bu

araştırma sonucunda ilerlemenin optimal gereksinimi düşük ile orta seviyede iken

kesme hızları ve kenar boşluk açısı optimal değerlerinin test edilen matkap çapından

bağımsız olduğu tespit edilmiştir. Ayrıca çapak miktarını minimize etmek için daha

büyük uç açısı ve daha büyük matkap çaplarının gerektiği belirlenmiştir.

Fredj ve Sidhom (2006), yaptıkları çalışmada, bu soğutma ortamının gelişmesine

katkıda bulunmak için AISI 304 paslanmaz çeliğin yüzey kalitesi üzerine yararlı

etkileri ve yorulma dayanımı sonuçlarını araştırmışlardır. Bu çalışmanın sonuçları,

kriyojenik soğutma uygulanan taşlama işlemi ile yağ kökenli soğutma sıvısı ile

yapılan taşlama işleminden daha düşük pürüzlülüğe, daha az kusura, daha yüksek iş

parçası sertliğine ve daha az çekme kalıntı gerilmesine sahip yüzeyler elde edildiğini

göstermiştir. Bu yüzey iyileşmelerinin bu soğutma şartlarında parça zemini yorulma

davranışında önemli iyileşmeler sağlayacağı öngörülmüştür.

Paro vd. (2001), X5 CrMnN 18 18 Östenitik Paslanmaz Çeliklerin Takım Aşınması

ve islenebilirliği adını verdikleri bir çalışmada yüksek azot miktarına sahip olan

paslanmaz çeliklerin çok yüksek mukavemetli olduğu görülmüştür. Normal bir X5

CrMnN 18 paslanmaz çeliğin kopma gerilmesi 660 MPa iken, azot takviyeli

paslanmaz çeliğin kopma gerilmesi yaklaşık 3000 MPa'a kadar çıkmaktadır. Azotun,

mevcut yapı içerisindeki dislokasyon hareketine karsı bir engel oluşturduğu tespit

edilmiştir. Tane boyutunun sertliği, paslanmaz çeliğe yüksek mukavemet

kazandırmıştır. içeriğinde farklı miktarda azot bulunan iki adet X5 CrMnN 18

malzeme üzerinde deney yapılmıştır. Malzemenin birinde %0,91 oranında azot

42

bulunmaktadır. Diğerinde ise %0,57 oranında azot bulunmaktadır. Ortak kesme

parametreleri (f:0,24 mm/rev, V:60 m/min ve talaş derinliği a:1,6 mm) uygulanmış

ve takım ömrü ile birlikte, yüzey pürüzlülükleri değerleri tespit edilmiş. %0,91

içerikli paslanmaz çelikte takım ömrü 30dk ölçülürken, %0,57 içerikli paslanmaz

çelikte takım ömrü l0dk olarak ölçülmüştür. Kesme hızı arttırıldıkça her iki

malzemede de takım ömrü azalmıştır.

O'Sullivan vd. (2002), yaptıkları bir çalışmada deformasyon sertleşmesini tespit eden

metotlar irdelenmiştir. Paslanmaz çeliklerin işlenmesi esnasında maruz kaldığı

deformasyon sertleşmesini eş zamanlı olarak belirleyen tekniklerden en uygunu

belirlenmeye çalışılmıştır. SS303 kalite paslanmaz çelik elektronik ve otomotiv

endüstrilerinde özel parçaların üretiminde yaygın olarak kullanılır. Bu malzemenin

işlenmesinde sıklıkla zorluklarla karşılaşılır ve işlenebilirliği hakkında çok az bilgi

mevcuttur. Kötü yüzey kalitesi ve hızlı aşınma karşılaşılan problemlerdendir.

Östenitik paslanmaz çelikler, geçtiğimiz birkaç yılda kullanılan paslanmaz çeliklerin

toplamının %65-70'ini oluşturmaktadır. Östenitik kalitede kullanılan paslanmaz

çeliklerden en fazla kullanılanları da 300 serisidir. Bu malzemelerin işlenmesinde

sıklıkla işlenebilirlik problemleriyle karşılaşılır. Bu problemler işleme esnasında bu

malzemelerde gerçekleşen deformasyon sertleşmesine atfedilir. Paslanmaz çelikler

çoğunlukla işlenmesi zor malzemelerdir. Toz metalürjisi metoduyla üretilmiş dubleks

paslanmaz çeliklerde takım aşınmasına neden olan çok sayıda sert oksit parçacılar

mevcuttur. Bu çeliklerin yüksek dayanımı ve yüksek deformasyon sertleşme

eğilimleri de işlenebilirlik açısından ilave problemlere neden olur.

43

3. MATERYAL VE METOD

İşlenebilirlik ve mekanik testler, Anıl Paslanmaz Çelik firmasından temin edilen

AISI 316L ostenitik paslanmaz çelik malzeme ile gerçekleştirilmiştir. Çekme deneyi,

316L paslanmaz çeliğin verilen standartlara uygun bir şekilde tornalama ve

frezeleme işlemleri ile hazırlanan deney numuneleri ile gerçekleştirilmiştir. Çekme

testi ile test malzemesinin sırasıyla ortalama elastisite modülü, akma dayanımı,

çekme dayanımı ve % uzama (%ε) değerleri tespit edilmiştir. Mikrosertlik ve aşınma

deneyleri neticesinde ise malzemenin sertlik değeri ve aşınma performansına bağlı

olarak sürtünme katsayısı ve sürtünme kuvveti değerleri tespit edilmiştir.

İşlenebilirlik testleri ise, 400 mm boyunda ve 65 mm çapa sahip olan AISI 316L

paslanmaz çeliğinin belirlenen şartlar altında kuru tornalama yapılması ile

gerçekleştirilmiştir. Bu şartlar altında yapılan işlemlerde ise, malzeme üzerinde

uygulanan kesici takım performansı optimum şekilde tespit edilmiştir.

3.1. Mekanik Deneyler

AISI 316L paslanmaz çeliği verilen standartlara uygun bir şekilde tornalama

işlemlerinden ve frezeleme işlemlerinden geçirilerek deney numuneleri haline

getirilmiştir. Bu numuneler daha sonra çekme deneyi, mikrosertlik deneyi ve aşınma

deneylerinde kullanılmıştır.

3.1.1. Çekme ve mikrosertlik deneyi

Çekme deney numunesi AISI 316L ostenitik paslanmaz çelik malzeme ile

gerçekleştirilmiştir. Çekme deneyleri, aynı malzemeden Şekil 3.1‟de gösterilen TS

EN ISO 6892-1 standardına göre hazırlanan çekme numunesi, 5 mm/d çekme hızıyla

250 kN kapasiteli Zwick Z250 marka üniversal çekme testi cihazı kullanılarak

gerçekleştirilmiştir. Çekme testi ile, test malzemesinin sırasıyla ortalama elastisite

modülü, akma dayanımı, çekme dayanımı ve % uzama (%ε) değerleri tespit

edilmiştir. Mikrosertlik ölçümleri Metkon MH3 markalı cihaz kullanılarak

yapılmıştır. Tüm deneyler oda sıcaklığında gerçekleştirilmiştir.

44

Şekil 3.1.7TS EN ISO 6892-1 standardına göre çekme deneyi numunesi

3.1.2. AĢınma deneyi

Aşınma testi numuneleri (10x10x25 mm) AISI 316L östenitik paslanmaz çeliğinden

tornalama ve frezeleme işlemleri ile hazırlanmıştır. Oda sıcaklığında AISI 316L

paslanmaz çeliğin tribolojik özellikleri karşı yüklemeli aşınma test cihazında, kuru ve

Hank‟s sıvısı içerisinde sürtünme koşullarında test edilmiştir. Aşınma testi için

hazırlanan numune boyutları (Şekil 3.2(-b)) 10x10x25 mm‟lik kare prizma

şeklindedir. Hank‟s sıvısı kimyasal bileşimi şöyledir; g/L olarak, 8 sodyum klorür

(NaCl), 0,4 potasyum klorür (KCl), 0,14 kalsiyum klorür (CaCl2), 0,06 magnezyum

sülfat (MgSO4), 7 H2O, 0,06 sodyum hidrojen fosfat (NaH2PO4), 2 H2O, 0,35

sodyum bikarbonat (NaHCO3), 1 glikol, 0,6 potasyum fosfat (KH2PO4), 0,1

magnezyum klorür (MgCl2) ve 6 H2O. Karşı yüklemeli aşınma test cihazı

(reciprocating wear tester) ASTM G133 standartlarına göre dizayn edilmiştir

(ASTM, 2005). Şekil 3.2(-a)‟da, bu çalışmada kullanılan aşınma test metodu

gösterilmiştir. Aşınma testleri 6 mm çapında Al2O3 aşındırıcı topun AISI 316L

östenitik paslanmaz çelik malzemenin üzerinde Hank‟s sıvısı içinde ve kuru

sürtünme şartlarında sürtülmesiyle gerçekleştirilmiştir (%36 nemlilik). Seramik

topun çalışma mesafesi ve kayma hızları sırasıyla saniyede 10 mm ve 20 mm/s‟dir.

Testler toplam 0,2 km kayma mesafesinde ve 20 N sürtünme yükü (FN) ile

gerçekleştirilmiştir. Bu malzemenin tribolojik özellikleri, ağırlık kaybı, sürtünme

katsayısı (COF), sürtünme kuvveti, iz boyutları ve aşınmış yüzey analizleri ile

belirlenmiştir. Aşınma testleri sırasında, sürtünme katsayısı ve sürtünme kuvvetleri

45

bir veri toplayıcı ile kaydedilmiştir. Ayrıca, 316L paslanmaz çeliğin yüzey

kısmından alınmış aşınma iz derinliği kayma zamanına göre incelenmiştir. Aşınma

test numunelerinin hacimsel kütle kayıpları 0.001 g hassas terazi ile ölçülmüştür. 0,2

km kayma mesafesi sonrası aşınmış yüzeylerde oluşan çizgiler ve yüzey morfolojisi

optik mikroskop ile incelenmiştir.

Şekil 3.2.8Aşınma Test Cihazı (a), Aşınma test numunesi (b)

3.2. ĠĢlenebilirlik Testleri

İşleme testleri yapılmadan önce, çapı 65 mm ve boyu 400 mm olan başlangıç test

malzemesinin yüzeyleri, 2 mm talaş kaldırılarak yüzeyindeki oksidasyondan

arındırılmıştır. Bu işlemden sonra malzeme üzerinde punta deliği açılarak iş

malzemesinin torna aynası ve punta arasında tam merkezlenmesi sağlanmıştır.

3.2.1. ĠĢlenebilirlik testinde kullanılan malzemeler

İşlenebilirlik testinde, kullanılan CNC torna özellikleri, işlenecek malzeme

özellikleri, kesici takım, takım tutucu (kater), dinamometre, yüzey pürüzlülük ölçüm

cihazı gibi deney düzeneği ve malzemelerin özellikleri hakkında detaylı bilgi aşağıda

verilmiştir.

(a) (b)

46

3.2.1.1. Test malzemesi

AISI 316L ostenitik paslanmaz çelik malzemesinin kimyasal bileşimi Çizelge 3.1 de

verilmiştir. İş malzemesinin geometrik şekli Şekil 3.3‟de gösterilmiştir.

Çizelge0.13.1. Test malzemesinin kimyasal içeriği ve bazı özellikleri

AISI 316L Ostenitik Paslanmaz Çeliğin Kimyasal İçeriği

C S P Si Mn Cr Ni Mo Cu

0.02 0.001 0.025 0.30 1.8 17 13 2.7 0.3

Test Malzemesinin Bazı Özellikleri

Yoğunluk (g/cm3)-(20

oC sıcaklıkta) 8.0

Termal İletkenlik (W/mK)-(20 oC sıcaklıkta)

14.6 (% 1 C‟ lu çelik için yaklaşık 43;

Saf Titanyum için yaklaşık, 15.6)

Termal Genleşme Katsayısı (20-600o C sıcaklıkta) 19

Özgül Isı (J/g.K)- (20 o C sıcaklıkta)

500

Şekil 3.3.9İş parçası malzemesi geometrik görünüşü

47

3.2.1.2. Kesici takım ve takım tutucusu (Kater)

WNMG sinter-karbür kesici ucun temini SECO firması tarafından sağlanmıştır.

Kater ise, SECO firmasının gönderdiği takım tutucu sağ kater olduğu için bu katerin

temini Baydarlar Makinenin göndermiş olduğu sol kater ile sağlandı. Kullanılan

katerin kodu ise TTJNL 25×25 M16‟dır. Takımın AISI 316L paslanmaz çelik

üzerindeki kesme şartları aşağıdaki gibidir;

Şekil 3.4. 10 WNMG kesici takım(a), kullanılan kater (b)

Çizelge0.13.2. WNMG Kesici takım özellikleri

Gösterim (ISO) Sınıf D L S R

WNMG 080408-MF4 TM200 8.7 12.9 4.76 5.15

Çizelge 3.3.0.2 WNMG Kesici takımın paslanmaz çelik üzerindeki kesme şartları

Tavsiye edilen kriter Seçilen değer

Talaş derinliği (a) (0.8 – 3 ) 1.5 mm

İlerleme hızı (f) (0.2 – 0.5 ) 0.35 mm/dev.

Kesme hızı (V) (170 – 230) 200 mm /d.

48

HSS kesici takımın temini Makina Takım tarafından sağlanmıştır. Takım TiAlN

kaplanmıştır. Kater temini, Baydarlar Makine tarafından sol kater olarak

sağlanmıştır. Kullanılan katerin kodu TWLNL 25x25 M08‟dir.

Şekil 3.5.11HSS kesici takım(a), kullanılan kater(b)

3.2.1.3. Dinamometre

Talaşlı imalatta kesme kuvveti sinyallerinin analizi, kesme şartlarının izlenmesinde

en çok tercih edilen bir yöntemdir. Çok farklı tipteki dinamometreler farklı

pozisyonlarda takım tezgâhlarına monte edilerek kesme anında oluşan kesme

kuvvetleri ve momentleri ölçülebilmektedir. Dinamometreler, torna tezgâhlarında

kesici takım tutucu mekanizmasına, freze ve matkaplarda iş parçasının bağlandığı

tablaya veya iş mili yataklarına monte edilmektedirler (Çini, 2010).

Kesme kuvveti sinyallerinin ölçülmesinde Kistler firmasına ait 9257 A modeli

dinamometre (Şekil 3.6.) ve sinyal yükseltici kullanılmıştır. Yazılım olarak ise Cut-

Pro programından faydalanılmıştır.

49

Şekil 3.6.12Kistler 9757-A modeli dinamometre

3.2.1.4. Yüzey pürüzlülük cihazı

Deneylerde farklı kesme parametrelerinden elde edilen yüzey pürüzlülüğünün

belirlenmesinde 0,01 μm hassasiyette ölçüm yapabilen, elmas uçlu Hommel Werke

firmasının T 500 yüzey pürüzlülük test cihazı kullanılmıştır (Şekil 3.7 ). Ölçüm

koşulları aşağıda verilmiştir. Ölçüm cihazı ile ilgili detaylı bilgi EK-1 kısmındadır.

Örnekleme uzunluğu (L) = 0,8 mm

Ölçme uzunluğu (Lm) = 5 x Lc = 5 x 0,8 = 4 mm

Toplam uzunluk (Lt) = 4,8 mm

Şekil 13.7. Yüzey pürüzlülük cihazı

50

3.2.1.5. Veri toplama kartı (DAQ)

Dinamometreden gelen veriler sinyal toplayıcısından sonra veri toplama kartı olan

DAQ 6062E ile bilgisayara aktarılmıştır. Kart Şekil 3.8.‟de görülmektedir. Kartla

ilgili detaylı bilgi EK-2‟de yer almaktadır

Şekil 3.8.14 Veri toplama kartı

Kartın özellikleri:

12 bit analog sinyali 1.25 MS/s veri girişi için kullanabilme

2 Analog Çıkış

8 dijital giriş/çıkış kanalı

2 adet 24 bit sayıcı

70‟den fazla sinyali izleyebilme imkânı

51

3.2.1.6. Tornalama iĢlemlerinin yapıldığı CNC torna

Şekil 3.9.15 Tez çalışmalarında kullanılan CNC torna tezgahı

Tez çalışmasında kullanılan CNC Torna tezgâhına ait teknik bilgiler Çizelge 3.4.‟de

verilmiştir.

Çizelge 3.4.0.1CNC torna tezgahı özellikleri

X ekseni 350 mm

Z ekseni 520 mm

Tezgah Gücü 15 kW

Devir Sayısı (max) 4000 dev/dak

Hidrolik Ayna Çapı 250 mm

Hassasiyet 0.001 mm

Taret Sayısı 12

52

3.3. Metalografik ÇalıĢmalar

AISI 316L paslanmaz çelik malzemesinin aşınma testinde elde edilen numune

örneğinden İTÜ Metalürji Mühendisliği Bölümü Laboratuvarı‟nda iz fotoğrafları

alınmıştır. Bu fotoğraflarda Al2O3 topun malzeme üzerinde kuru ve Hank‟s sıvısında

aşındırma sonucunda elde edilen iz fotoğraflarını ve aşınma tipini tespit etmiş olduk.

İşlenebilirlik testi neticesinde, herbir işleme koşulunda, 1200 mm kesme yapıldıktan

sonra kesici takımda oluşan aşınma tipleri, talaş yapışma eğilimi Tescan Vega LSU

marka SEM cihazında incelenmiştir. Burada elde edilen aşınma sonuçlarına göre en

iyi şarttaki kesici takım performansı tespit edilmiştir.

Şekil 3.10. Takım aşınmalarının görüntülenmesinde kullanılan SEM cihazı

53

4. ARAġTIRMA BULGULARI VE TARTIġMA

4.1. Mekanik Test Sonuçları

AISI 316L paslanmaz çeliğin mekanik özellikleri çekme ve mikrosertlik testleri ile

belirlenmiştir. Mikrosertlik testleri aşınma numunelerinin düz yüzeylerinden alınan

altı ölçümle yapılmıştır. Ortalama mikrosertlik değeri 165 HV olarak elde edilmiştir.

Çekme testi, AISI 316L paslanmaz çelikten hazırlanan iki numune ile yapılmıştır.

Test malzemelerinin gerilme-gerinim eğrileri ( -ε) Şekil 4.1‟de verilmiştir. Testlere

göre, test malzemelerinin ortalama elastisite modülü, akma dayanımı, çekme

dayanımı sırasıyla 140.179 GPa, 294.138 MPa ve 612.350 MPa olarak elde

edilmiştir. Ayrıca ortalama uzama % 51,373 olarak elde edilmiştir. Buna ek olarak,

AISI 316L paslanmaz çeliğin süneklik özelliği Şekil 4.2‟de gösterilmiştir. Elde

edilen uzama ve mikrosertlik değerleri, sinterlenmiş titanyum alaşımlarına göre daha

yüksektir (Yalçın ve Varol, 2009). Mekanik testlere göre, AISI 316L paslanmaz

çeliği, oldukça sünek ve yumuşak malzeme olarak değerlendirilmiştir. Bu olgu

sürtünme testleri sırasındaki aşınma mekanizması hakkında bilgi verebilir.

Şekil 4.1. 16AISI 316L ostenitik paslanmaz çelik için -ε eğrileri

54

Şekil 4.2.17 Çekme deneyi sonucunda kopmuş numune görüntüsü

4.1.1. Sürtünme deneyleri

AISI 316L paslanmaz çeliğin ball on plate aşınma test cihazında gerçekleştirilen

tribolojik performansın sonucu olarak sürtünme katsayısı, sürtünme kuvveti ve kütle

kayıpları Hank‟s sıvısı içinde ve kuru sürtünme durumunda elde edilmiştir. Tüm

aşınma testleri 20 N Fs, 0,2 km kayma mesafesi ve 20 mm/d kayma hızında

gerçekleştirilmiştir. AISI 316L paslanmaz çeliğin sürtünme test sonuçları sırasıyla

Şekil 4.4 ve 4.5‟de gösterilmiştir. Şekil 4.4 ve 4.5‟de görüldüğü üzere, sürtünme

katsayısı ve sürtünme kuvveti değerleri ortalama 4000 mm‟ye kadar yüksek değerler

göstermiş, 4000 mm ve 6000 mm uzaklığı arasında ortalama değerlere düşmüştür.

Bunun sebebi paslanmaz çelik üzerinde oluşmuş oksit filminden kaynaklanabileceği

söylenebilir. Daha sonra, Al2O3 top tamamen taban yüzeyine dokunmuş ve sürtünme

katsayısı ve sürtünme kuvveti değerleri ortalama değerlerde elde edilmiştir.

Sonuçlara göre, Hank‟s sıvısında ve kuru sürtünme durumunda AISI 316L

paslanmaz çeliğin ortalama sürtünme katsayıları sırasıyla 0,768 ve 0,994 olarak elde

edilmiştir.

Sürtünme katsayısı eğrileri Şekil 4.4‟te gösterilmiştir. Şekil 4.4‟te görüleceği üzere,

0,02 km kayma mesafesinden sonra sürtünme katsayıları ortalama 0,768 ve 0,944

olarak elde edilmiştir. Bu durumun olası sebebi, paslanmaz çelik malzemenin

üzerinde oluşan oksit tabakası olabilir. Bundan dolayı, kararlı sürtünme durumu 0,02

km kayma noktasına kadar Al2O3 topunun numune yüzeyi üzerine temas etmeyerek

başlamıştır. Daha sonra, 0,2 km sürtünme mesafesi boyunca kuru sürtünme durumu

55

ve Hank‟s sıvısında, kararlı sürtünme katsayısı değerleri 0,944 ve 0, 768 olarak elde

edilmiştir.

Şekil 4.4‟te en düşük ortalama sürtünme kuvveti Hank‟s sıvısında kayma

koşullarında 15,364 N olarak elde edilmiştir. Diğer yandan, en yüksek ortalama

sürtünme kuvveti kuru kayma koşullarında 18,889 N olarak elde edilmiştir. Bu

değerlere göre, AISI 316L paslanmaz çelik Hank‟s vücut sıvısında iyi tribolojik

performans göstermiştir. Şekil 4.4‟e göre, 0,02 km kayma mesafesinden sonra,

sürtünme kuvveti değerleri ortalama 15,364 N ve 18,889 N olarak elde edilmiştir.

Bunun sebebi de, paslanmaz çelik malzemenin üzerinde oluşmuş oksit tabakası

olabilir. Böylece, kararlı sürtünme durumu 0,02 km kayma noktasına kadar Al2O3

topunun taban üzerinde tamamen temassızlığı ile başlamıştır. Daha sonra, sürtünme

kuvveti değerleri kuru sürtünme koşulunda ve Hank‟s sıvısında 0,2 km sürtünme

mesafesi boyunca sırasıyla ortalama 18,889 N ve 15,364 N olarak gözlemlenmiştir.

Ayrıca aşınma testlerinde elde edilen iz değerleri sürtünme katsayısı ve sürtünme

kuvvetine doğrulamak amacı ile ölçülmüştür. Şekil 4.3 her sürtünme koşulunda (kuru

ve Hank‟s sıvısı) iz derinliği ve iz genişliğini göstermektedir. Aşınma testlerindeki iz

boyutları ölçümlerine göre, numuneler kuru kayma koşullarında ileri derecede

aşınmıştır. Şekil 4.3-b‟de de görülebileceği üzere, özellikle ortalama iz genişliği ve

derinliği değerleri kuru kayma koşullarında sırasıyla 2926.39 μm ve 121.37 μm

olarak ölçülmüştür. Diğer bir yandan, Hank‟s sıvısında elde edilen ortalama genişlik

ve derinlik değerleri kuru sürtünme koşuluna göre daha düşüktür. Şekil 4.3(-a)‟ya

göre, Hank‟s sıvısı sürtünme koşulları için elde edilen ortalama genişlik ve derinlik

değerleri 627,56 μm ve 9.1 μm dir.

Şekil 18 4.3. İz genişliği ve derinliği için a) Hank‟s sıvısında, b) kuru sürtünmede

56

Şekil19 4.4. 0,2 km kayma mesafesi için sürtünme katsayısı değerleri

Şekil 4.5. 200,2 km kayma mesafesi için sürtünme kuvveti değerleri

4.1.2. AĢınma testi

Aşınma testleri, aşınma hızı, iz boyutları ve kütle kaybı ile analiz edilmiştir. İz

boyutları yüzey profilometre ölçüm cihazı kullanılarak ölçülmüştür. Kütle kaybı

hassas tartı ile ölçülmüştür. Hank‟s sıvısında, sürtünme ile oluşan aşınma iz derinlik

ve genişlik değerleri 9.1 μm ve 627.56 μm olmaktayken diğer bir yandan, bu

ölçümler kuru koşullarda yapıldığında elde edilen değerler 121.37 μm ve 2926.39

μm olmuştur. İz boyutlarına göre kuru sürtünme ve Hank‟s sıvısı sürtünmesi

durumlarında sırasıyla iz alanları 355175.95 μm2 ve 5710.79 μm

2 olarak

Kuru sürtünmede

Kuru sürtünmede

Hank’s sıvısında

Hank’s sıvısında

57

hesaplanmıştır. Kuru sürtünme için hesaplanan iz alanı değerinin, Hank‟s sıvısı için

hesaplanandan en az atmış kat daha büyük olduğu saptanmıştır. Kütle kaybı olarak,

aşınma numunelerinin başlangıç kütleleri ile aşınmış numunelerin kütlelerinin farkı

hesaplanarak elde edilmiştir. Hank‟s sıvısı ve kuru sürtünme için hazırlanmış aşınma

testi numunelerinin başlangıç kütleleri sırasıyla 19.791 g ve 20.230 g‟dır. Hank‟s

sıvısı ve kuru sürtünme deneylerindeki aşınmış test numunelerinin kütleleri sırasıyla

19,776g ve 20,180 g olarak ölçülmüştür. Hank‟s sıvısındaki sürtünme için elde

edilen kütle kaybı 15 mg ve kuru sürtünme durumu için elde edilen kütle kaybı 50

mg dır. Yani, kuru sürtünmedeki numune Hank‟s sıvısı sürtünme koşulundakine göre

yaklaşık üç kat daha fazla aşınmıştır.

İz fotoğrafları Şekil 4.6‟da görülmektedir. Şekil 4.6 a‟da Al2O3 top yüzeyindeki izler

görülmektedir. Kuru sürtünme koşulunda Al2O3 topundaki iz, Hank‟s sıvısındaki

sürtünme koşulundakine göre daha fazladır. Şöyle ki, paslanmaz çelik malzeme kuru

sürtünme durumunda Al2O3 topu daha fazla aşındırmıştır. Şekil 4.6 (b,c)‟de hem

kuru hem Hank‟s sıvısı sürtünme de, 0,2 km kayma mesafesinden sonraki iz

oluşumları görülmektedir. Hank‟s sıvısındaki sürtünme şartlarında paslanmaz çelik

malzeme üzerinde daha küçük iz boyutu oluşmuştur. Yapışma izlerinin ve iz

derinliklerinin görülebildiği yüzey topografyası Şekil 4.7‟de gösterilmektedir.

Malzeme yüzey topografyası incelendiğinde, Hank‟s sıvısında yüzeyde derin

abrazyon çizikleri oluşurken, kuru sürtünmede adhezyon aşınması oluşmuştur. Bu

yüzden, kuru sürtünmede numune üzerinde daha fazla kütle kaybı meydana

gelmiştir. Böylece Hank‟s sıvısı ortamında sürtünme durumunda numuneler daha az

kütle kaybetmiştir. Östenitik paslanmaz çelik malzeme kuru sürtünme koşulunda

Al2O3 topa yapışma eğilimi özelliği göstermektedir. Ancak Hank‟s sıvısı içerisinde

sürtünme durumunda deney numunesi sadece abrazyon çizikleriyle aşınmıştır.

Abrazyon, Hank‟s sıvısında bulunan Mg ve Cl elementleri gibi yabancı parçacıklar

tarafından tetiklenmiş olabilir. Bu durum Hank‟s sıvısının yağlama görevini

gerçekleştirmesi için yapmış olabileceği düşünülmektedir. Bu durumda östenitik

paslanmaz çelik malzemenin yapışma eğilimi, Hank‟s sıvısında sürtünme durumunda

azalmıştır. Dolayısıyla, test malzemesi vücut sıvısında yüksek aşınma dayanımı ve

düşük kütle kaybı karakteristiği göstermiştir.

58

Şekil 4.6.21 Fotoğraf izleri a) Al2O3 top, b) Hank‟s sıvındaki, c) kuru sürtünmedeki

Şekil 4.7.224 Aşınmış yüzey yapıları a) Hank‟s sıvısındaki sürtünmede, b) kuru

sürtünmede

Aşınma deney sonuçlarını özetlemek gerekirse, AISI 316L paslanmaz çeliğin

implant üretiminde kullanılması için yapılan mekanik testlerde sünek malzeme

olarak elde edilmiş ve vücut sıvısında (Hank‟s sıvısı) yüksek aşınma dayanımına

59

sahip olduğu gözlemlenmiştir. Diğer yandan, bu malzemenin kuru sürtünme

ortamında ve seramik üzeri metal durumlarında düşük aşınma dayanımına sahip

olduğu elde edilmiştir. Bu sonuçlar diğer çalışmaların sonuçlarından farklıdır.

Sinterlenmiş titanyum alaşımlarının aşınma dayanımı Hank‟s sıvısında düşmektedir

(Yalçın, 2007). Bu çalışmada, Hank‟s sıvısında artan sürtünme yükü ve Hank‟s

sıvısında bulunan MgCl2, CaCl2, KCl ve NaCl gibi maddelerle aşınmadan dolayı

malzemenin düşük aşınma dayanımına sahip olduğu açıklanmıştır. Ayrıca, İmplant

edilmiş AISI 316L taban malzemenin sürtünme ve aşınma davranışları üzerine

çalışmışlar ve TiN, Zr, N2 ile geliştirilmiş yüzeyleri malzemenin mikrosertliğini

arttırdığını bildirmişlerdir (Doğan vd., 2002). Böylece, kaplanmış malzemede oluşan

kütle kaybı malzeme sertliğinin artması ile azalmıştır. Yapılan başka bir çalışmada,

bu yüzey modifikasyonlarının yapışma kuvvetlerini düşürdüğü ve yüksek

sertliklerinden dolayı uygulanan malzemelerin hacimsel aşınmasının azaldığı

belirtilmiştir (Iwaki, 1987). Paslanmaz çelik malzemelerin pasivasyon tabakası denen

kalıcı krom oksit tabakası oluşturması sebebiyle genellikle daha fazla korozyona

dayanıklı olduklarını belirtmiştir (Simon ve Fabry, 1991). Buna ek olarak, paslanmaz

çelik malzemenin zayıf korozyon dayanımının biyolojik implantlarda gözenekli

kaplama olarak kullanılmasını imkansız kılacağı vurgulanmıştır (Crownninshield,

1998). Deneysel olarak sürtünme katsayısının UPWMPE üzerine metal

sürtünmelerinde metal üzerine metal çiftine göre üç kat daha düşük olduğunu

belirlenmiştir (Ortega-Saenz Vd., 2008). Ayrıca, abrazyon aşınma mekanizmasının

MOM ve diğer kalça birleşim yerlerinde sıkça görülen bir durum olduğu ifade

edilmektedir (Ortega-Saenz Vd., 2008). Burada, vücut sıvısı (Hank‟s sıvısı) ile

yüksek sünek özelliği olan AISI 316L paslanmaz çelik malzeme için kuru şartlara

göre düşük sürtünme katsayısı, düşük sürtünme kuvveti, düşük hacimsel aşınma

oranı gibi iyi tribolojik davranışlar elde edilmiştir. Ancak kuru sürtünmede test

malzemesi için Hank‟s sıvısında yapılan şartlara göre, yüksek adhezyon ve abrazyon

aşınma mekanizmalarıyla yüksek kütle kaybı, yüksek sürtünme katsayısı ve yüksek

sürtünme kuvveti gibi kötü tribolojik özellikler elde edilmiştir.

60

4.2.ĠĢlenebilirlik Testi Sonuçları

Test malzemesinin % 51,373 uzama değerine sahip olması ve ortalama 165 HV

sertlik değeri, test malzemesinin tornalanmasında, yığıntı talaş oluşumu veya talaş

yapışma eğilimi gibi sorun ile karşılaşılacağı ile ilgili bilgiyi vermektedir.

Dolayısıyla, kesici takım üretici firma (Seco Tools Catalog.) tarafından tavsiye

edilen kesme parametrelerinden değerler seçilerek test malzemesinin kuru

tornalanması için en uygun kesme parametresi belirlenmeye çalışılmıştır.

HSS Kesici takımla yapılan işlenebilirlik testinde ise sırasıyla deney 1 ve deney 2 de

şartlar uygulanmıştır. Uygulama sonrası kesici takım kenarında sırasıyla deney 1‟ de

8. s‟de, deney 2‟de ise 4. s‟de kırılma başlamıştır. Bundan dolayı diğer şartlardaki

deneyler yapılmamıştır.

Herbir testte, 1200 mm kesme uzunluğuyla yapılan kuru tornalama işleminde, işleme

süresince anlık olarak asıl kesme kuvveti değerleri kaydedilmiştir. 100-200 m/d.

aralığındaki kesme hızlarının, ortalama asıl kesme kuvveti üzerine etkisinin hemen

hemen hiç olmadığı Şekil 4.9‟ da görülmektedir. Ancak, Şekil 4.8‟ de görüleceği

üzere anlık olarak 0.3 s‟ lik süreçte, kesme hızının asıl kesme kuvveti üzerine etkisi

belirlenmiştir. Deneylerde en iyi kesme şartı olarak belirlenen 1.25 mm talaş

derinliği ve 0.2 mm/dev ilerleme hızıyla yapılan tornalama işleminde kesme hızının

kesme kuvvetine etkisi Şekil 4.8‟ de gösterilmiştir.

Çizelge 4.1.0.1. İşlenebilirlikte kullanılan deney şartları

Deney

No

Talaş

Derinliği,mm

İlerleme

hızı,

mm/dev

Kesme

hızı,

Vc, m/dak

1 1,25 0,2 100

2 2,5 0,2 100

3 1,25 0,35 100

4 2,5 0,35 100

5 1,25 0,2 150

6 2,5 0,2 150

7 1,25 0,35 150

8 2,5 0,35 150

9 1,25 0,2 200

61

Çizelge 4.1 Devam

10 2,5 0,2 200

11 1,25 0,35 200

12 2,5 0,35 200

Şekil 234.8. Anlık olarak 0.3 s‟ lik süreçte elde edilen kesme hızı-asıl kesme kuvveti

ilişkisi

Şekil 4.8‟ de, kesme hızının anlık asıl kesme kuvveti üzerine etkisi çok fazla değildir.

Bu bağlamda, aslında seçilen kesme hızlarının AISI 316L paslanmaz çeliğinin

işlenmesinde meydana gelen ortalama asıl kesme kuvveti üzerine etkisi kayda değer

değildir. Ancak, anlık tornalama süreci göz önüne alınırsa, en düşük kesme kuvveti

200 m/d kesme hızıyla işlemede elde edilirken, 100 m/d ile 150 m/d kesme

hızlarında meydana gelen asıl kesme kuvveti değerleri birbirine çok yakındır. Anlık

asıl kesme kuvveti, 200 m/d kesme hızında yaklaşık 100 N, 100 m/d ve 150 m/d

kesme hızlarında ise asıl kesme kuvvetinin yaklaşık 125 N-150 N mertebesinde

olduğu ifade edilebilir. Benzer olarak 150 m/d kesme hızından düşük değerlerde

yüksek kesme kuvveti, 150 m/d kesme hızından sonra daha düşük kesme kuvveti

ölçülmüştür (Çiftçi, 2006).

62

Şekil244.9. Değişen kesme parametrelerine göre asıl kesme kuvveti değerleri

Şekil 4.9‟ da değişen kesme parametrelerine göre elde edilen ortalama asıl kesme

kuvveti grafikleri verilmiştir. 0.35 mm/dev ilerleme hızı, 2.5 mm talaş derinliği ile

tornalama işlemi yapıldığında ortalama asıl kesme kuvveti ortalama 700 N değerine

ulaşmakta (Şekil 4.9 a) ve ilerleme hızı 0.2 mm‟ ye azaltıldığında ortalama asıl

kesme kuvveti 300 N değerine düşmektedir. Şekil 4.9-a‟ da görüleceği üzere, asıl

kesme kuvveti üzerine kesme hızının etkisi, 150 m/d değerden sonra çok az etkilidir.

Şekil 4.9-b‟ de ise, talaş derinliği 1.25 mm ve 0.2 mm/dev ilerleme hızıyla tornalama

işleminde en düşük kesme kuvveti meydana gelmiştir. Kesme hızının asıl kesme

kuvvetine etkisi, bu grafikte bahsedilen parametrelerle tornalama işleminde hemen

hemen hiç gözlemlenmemiştir. Şekil 4.9-c‟ de talaş derinliğinin esas kesme

kuvvetine etkisi görülmekte olup, talaş derinliği 1.25 mm den 2.5 mm değerine

arttırıldığında asıl kesme kuvveti de, ortalama olarak 200 N‟ dan 350 N değerine

artmıştır. Kesme hızının asıl kesme kuvvetine etkisi ihmal edilebilecek durumdadır.

Bir başka deneysel çalışmada, bu çalışmada işlenen malzemeden (AISI 316L) farklı

olan AISI 316 paslanmaz çeliğin TiN kaplı sementit karbür kesici takımla, ilerleme

hızı 0.16 mm/dev, talaş derinliği 1 mm değerlerinde sabit tutarak ve kesme hızını 120

63

m/d, 150 m/d, 180 m/d, 210 m/d olmak üzere dört farklı değer ile tornalama testleri

yapılmıştır (Çiftçi, 2006). Çiftçi çalışmasında, bu çalışmaya yakın asıl kesme kuvvet

ölçmekle birlikte kesme hızının 150 m/d değerden sonra asıl kesme kuvvetine

etkisinin oldukça az olduğunu ortaya koymuştur. Bu çalışmada da, ilerleme hızının

talaş derinliğine göre asıl kesme kuvvetine etkisi daha büyüktür (Çiftçi, 2006). Yani,

ilerleme hızının 1.75 kat arttırılırsa asıl kesme kuvveti 2.3 kat artarken, talaş

derinliğinin iki kat arttırılırsa asıl kesme kuvveti 1.7 kat arttığı deney sonuçlarıyla

söylenebilir. Benzer olarak Tekiner ve Yeşilyurt, AISI 304 paslanmaz çeliklerin

farklı kesme parametrelerle yaptıkları tornalama testlerinde, kesme hızının yüzey

pürüzlülüğüne etkisinin kayda değer olmadığını, fakat ilerleme hızının yüzey

pürüzlülüğüne etkisinin önemli olduğunu ortaya koymuşlardı (Tekiner ve Yeşilyurt,

2004). Bu bağlamda, test malzemesi için kuru tornalama sırasında en iyi işleme

şartının, asıl kesme kuvveti oluşumu bakımından sırasıyla kesme hızı, ilerleme hızı

ve talaş derinliği değerleri 150-200 m/d, aralığında 0.2 mm/dev ve 1.25 mm olduğu

ifade edilebilir. Kesme parametrelerinin yüzey pürüzlülüğü üzerine etkisi Şekil 4.10‟

da verilmiştir.

Şekil 4.10-a‟ da görüleceği üzere, kesme hızının yüzey pürüzlülüğüne etkisi

gözlemlenmemiştir. Ancak, ilerleme hızı talaş derinliğine göre yüzey pürüzlülüğünü

çok daha fazla etkilemiştir. Bu bağlamda, 0.2 mm/dev ilerleme hızından 0.35

mm/dev ilerleme hızına çıkıldığında, yüzey pürüzlülüğü de 1.5 μm „den ortalama 3.5

μm „ye çıkmıştır. İlerleme hızı 0.2 mm/dev ile sabit, talaş derinliği 1.25 mm

değerinden 2.5 mm‟ ye arttırıldığında yüzey pürüzlülük değerinin ortalama 1.3 μm

„den 1.5 μm „ye çıktığı Şekil 4.10-(c),(d) görülmektedir. Ancak ilerleme 0.35 mm/dev

ile sabit, talaş derinliği 1.25 mm değerinden 2.5 mm değerine arttırıldığında yüzey

pürüzlülüğü ortalama 3.3 μm „den 3.75 μm „ye artmaktadır. Dolayısıyla, talaş

derinliğinin yüzey pürüzlülüğüne etkisi % 14 iken, ilerleme hızının etkisi % 57

mertebesinde olduğu sonucuna varılmıştır.

64

Şekil 4.10.25 Değişen kesme parametrelerine göre yüzey pürüzlülük değerleri

Kesme hızı, ilerleme hızı ve talaş derinliğinin asıl kesme kuvvetine ve yüzey

pürüzlülüğüne etkisi birlikte analiz edilirse, 200 m/d kesme hızı, 0.2 mm/dev

ilerleme miktarı ve 1.25 mm talaş derinliği şartlarında daha az yüzey pürüzlülüğü

elde edilirken diğer parametrelere göre nispeten daha düşük asıl kesme kuvvetinin

meydana geldiği görülebilir. Diğer kesme parametreleriyle asıl kesme kuvveti

aşırılaşırken daha kaba yüzey pürüzlülüğü elde edilmiştir. Xavior ve Adithan, (2009)

90 m/d kesme hızı, 1 mm talaş derinliği sabit tutularak ve ilerleme hızını 0.1 mm/dev

ile 0.35 m/dev aralığında AISI 304 paslanmaz çeliğin tornalama testlerini

gerçekleştirmişlerdir. Yüzey pürüzlülüğü ölçümlerinde, 0.1 mm/dev ilerleme hızında

1 μm yüzey pürüzlülüğü, 0.35 mm/dev ilerleme hızında ise 5 μm yüzey pürüzlülüğü

elde etmişlerdir. Tekiner ve Yeşilyurt, kesme hızının artmasıyla kesici kenarda

meydana gelen talaş yığıntısında (build up edge) azalma, ilerleme hızının artmasıyla

da, yığıntı talaş eğiliminde artış olduğunu belirlemişlerdir (Tekiner ve Yeşilyurt,

2004).

65

4.2.1. Takım kırılması

Takımın zamanla hasarı “aşınma”, ani hasarı ise “kırılma” olarak tanımlanır. Bu

kırılma ve aşınmalar, genellikle kesici takımın kesme kenarının, talaş yüzeyi, serbest

yüzeyler ve burun bölgesinde oluşur. HSS Kesici takımla yapılan deneylerde de

kırılma olayı bariz bir şekilde işlenilen zaman diliminin çok altında meydana

gelmiştir. İşlemeler neticesinde kesici kenarda meydana gelen kırılma olayı şekil

4.11 de gösterilmiştir.

Şekil 4.11.26 HSS kesici takım işleme sonrası SEM görüntüleri

4.2.2. TalaĢ yapıĢma eğilimi ve talaĢ tipi

Talaşlı imalatta kesme sırasında kesici kenarda mekanik, kimyasal, termal ve

aşındırıcı yük faktörleriyle kesici takımda aşınma meydana gelir. Kesici kenar

deformasyonları, talaş tipini de etkileyen kesme parametreleri, kesici takım ve iş

parçası malzemesi özellikleriyle de direkt ilgilidir. Talaşlı imalatçılar için, çok büyük

sorun teşkil eden ve yüzey-boyut hassasiyetini de olumsuz etkileyen talaş yapışma

eğilimi, talaşın kesme kenarına sıvanmasıyla meydana gelir. Şekil 4.12‟ de,

belirlenen kesme şartlarıyla (Çizelge 4.2) kesici takımda oluşan talaş yapışma

eğilimleri verilmiştir.

66

1.Deney 2. Deney

3. Deney 4. Deney

5.Deney 6. Deney

67

7.Deney 8. Deney

9.Deney 10. Deney

Şekil 4.12. 27 WNMG takımı talaş yapışma eğilimi ve takım aşınması SEM görüntüleri

68

Çizelge 4.1‟de verilen deney numarasına göre sıralanmış kesici takım SEM

görüntülerine göre, en az talaş yığılması 9. deney koşulunda meydana gelmiştir. Bu

koşulu, düşük yüzey pürüzlülüğü ve kesme kuvvetlere neden olan en iyi tornalama

deney parametresidir. 1, 2 ve 10 kesme koşullarında, talaş yüzeyinde aşırı talaş

yığılması, 1,2,4,6 ve 10. kesme koşullarında kesme kenarında aşırı yığıntı talaş

oluşumu meydana gelmiştir. Özellikle 4,6 ve 10. kesme koşullarında, kesme

kenarında meydana gelen aşırı talaş yığıntısının kesme kenarın geometrisini

değiştirdiği Şekil 4.12‟ de görülebilir. Takım yüzeyine yapışan iş parçası

malzemeleri, sabit (durağan) değildir ve kesme esnasında meydana gelen yüksek

kesme kuvvetleri ile takım yüzeyinden kopup uzaklaşır. Talaş kaldırma işlemi devam

ettikçe tekrar takım üst yüzeyinde talaş birikmeye başlayabilir veya kesici kenardan

küçük parçaların kırılıp uzaklaşmasına sebep olabilir. Dolayısıyla, 8. kesme

koşulunda ise yığıntı talaşın kenardan ayrılarak kenarda mikro kırıklara neden

olabildiği söylenebilir. Çizelge 4.1‟de tüm kesme koşullarına göre, yapışma eğilimi

açıklanmıştır. Bütün deneylerde kullanılan kesici takım görüntüleri

değerlendirildiğinde, nispeten en düşük kesme kuvveti ve en az yüzey pürüzlülüğü,

talaş yapışma eğilimi bakımından kesme kenar hattının en belirgin olmasıyla en iyi

kesme koşulunun 9. deney şartı olduğu görülmektedir.

Çizelge 4.2.0.1. Kesme koşulları ve İşleme sonrası kesici takım durumu

Tornala testlerinde kullanılan işleme parametreleri ve işleme takım durumu

Deney

No

Talaş

Derinliği,mm

İlerleme

hızı,

mm/dev

Kesme

hızı,

Vc, m/dak

İşleme Sonrası Takım Durumu

1 1,25 0,2 100

Kesme kenarında daha büyük alanda yığıntı

talaş ve talaş yüzeyinde yığıntı katmanı

oluşumu.

2 2,5 0,2 100 Kesme kenarında yığıntı talaş ve talaş yüzeyinde

aşırı yığıntı katmanı oluşumu.

3 1,25 0,35 100

Kesme kenarından parça kopması ve düşük

miktarda talaş yüzeyinde yığıntı katmanı

oluşumu

4 2,5 0,35 100

Kesme kenarında aşırı yığıntı talaş ve talaş

yüzeyinde düşük miktarda yığıntı katmanı

oluşumu. (en kötü durum)

5 1,25 0,2 150 Kesme kenarında yığıntı talaş ve talaş yüzeyinde

düşük miktarda yığıntı katmanı oluşumu.

6 2,5 0,2 150

Kesme kenarında aşırı yığıntı talaş ve talaş

yüzeyinde yüksek miktarda yığıntı katmanı

oluşumu.

69

Çizelge 4.2. Devam

7 1,25 0,35 150 Talaş yüzeyinde yığıntı katmanı oluşumu.

8 2,5 0,35 150 Kesme kenarından parça kopması ve lokal

alanda talaş sıvanması.

9 1,25 0,2 200 Talaş yüzeyinde yığıntı katmanı oluşumu ancak

kesme kenar hattı düzgün. (en iyi durum)

10 2,5 0,2 200

Kesme kenarında aşırı yığıntı talaş ve talaş

yüzeyinde yüksek miktarda yığıntı katmanı

oluşumu.

11 1,25 0,35 200 Kesme kenarında yığıntı talaş ve talaş yüzeyinde

yığıntı katmanı oluşumu.

12 2,5 0,35 200

Kesme kenarında düşük miktarda yığıntı talaş ve

talaş yüzeyinde geniş alanda yığıntı katmanı

oluşumu.

Kesme sıcaklıklarının en geniş aralığında oluşan aşınma mekanizmasının yapışma

olduğu daha önce yapılan çalışmalarda ifade edilmiştir (Carrilero vd., 2002, Sanchez

vd., 1994). Talaş yapışmasını, sünek parçaların işlenmesinde yanlış kesici takım ve

kesme parametrelerinin seçimiyle meydana geldiğini ifade etmektedir (Şeker, 2004).

Tekiner ve Yeşilyurt, paslanmaz çeliğe benzer sünek yapıya sahip malzemelerin

tornalanmasında, ilerleme hızının artmasıyla yığıntı talaş oluşumunun arttığını ve

kesme hızının azalmasıyla da talaş yapışma eğiliminin azaldığını tespit etmişlerdir

(Tekiner ve Yeşilyurt, 2004). Çizelge 4.1 incelendiğinde, 4. işleme koşulunda kesme

kenarında belirgin bir şekilde görülen yığıntı talaş, düşük kesme hızı, yüksek

ilerleme hızı ve talaş derinliği değerlerinde meydana geldiği anlaşılmaktadır.

Dolayısıyla, ilerleme ve talaş derinliğinin artmasıyla ve kesme hızının azalması ile

talaş sıvanma eğilimi artmaktadır.

Özellikle tornalama gibi aralıksız talaş kaldırma işleminde talaş oluşumu, iş parçası

kalitesi ve kesici takım ömrü bakımından oldukça önemlidir. Çoğu durumda,

süreksiz talaş tipi, veya kısa helisel boru şeklinde talaş tipleri arzu edilen talaş tipidir.

Klocke, Şekil 4.13‟ de görüleceği üzere talaş tiplerini ISO 3685-1977 (E)

standardına göre sınıflandırmaktadır (Klocke, 2010).

70

Şekil 4.13.28Talaş tipleri (Klocke, 2010).

Klocke‟ ye göre, en iyi talaş tipi kısa tüp, spiral tüp ve spiral şeklinde oluşan talaş

tipleridir. Ayrıca, helisel talaş, uzun tüp, uzun ve kısa virgül şeklinde oluşan talaş

tiplerini de kabul edilebilir olarak sınıflandırmaktadır. Fakat şerit ve karışık talaş,

sarmal şeklinde talaş oluşumları, verimli bir talaşlı imalat için tavsiye edilmeyen

talaş tipi olarak sınıflandırılmıştır (Klocke, 2010). Bu çalışmada değişen kesme

parametrelerine göre, oluşan talaş tipleri Şekil 4.14 ve Şekil 4.15‟ de verilmektedir.

Şekil 29 4.14. Talaş derinliği 1.25 mm için talaş resimleri

71

Şekil 30 4.15. Talaş derinliği 2.5 mm için talaş resimleri

Şekil 4.14 ve Şekil 4.15‟ de görüleceği üzere, yüzey pürüzlülüğü, kesme kuvveti ve

talaş yapışma eğilimi bakımından en kötü kesme koşulu olarak dikkati çeken 4 nolu

deneyde, karmaşık şekilli bir talaş tipi elde edilmiştir. En iyi kesme koşulu olan 9.

deneyde, yaklaşık 20 mm uzunluğunda düzgün yüzeye sahip kısa boru tip (short

tubular chip) iyi talaş tipi elde edilmiştir. 7 ve 11 nolu deneylerde spiral tip talaş

(spiral chip), 1, 2 ve 5 nolu deneyde yaklaşık 45 mm uzunluğunda boru tipi talaş

(long tubular chip), 8 ve 12 nolu deneylerde de virgül tipi talaş şekli (comma chip)

elde edilmiştir. 100 m/d kesme hızında, ilerleme ve talaş derinliği arttıkça tavsiye

edilmeyen talaş oluşurken, kesme hızının 200 m/d‟ ya artmasıyla talaş şekli tavsiye

edilir sınırlarda olan virgül tipi talaşa dönüşmüştür. Bununla birlikte, 100 m/d kesme

hızında, düşük ilerleme ve talaş derinliği değerleriyle uzun helisel ve boru tipi talaş

oluşurken, 200 m/d kesme hızında, düşük ilerleme ve talaş derinliği değerleriyle kısa

boru tipi helisel talaş elde edilmiştir. Yani, kesme hızının artmasıyla talaş uzunluğu

azalmıştır. Tekiner ve Yeşilyurt yaptığı çalışmada, talaş kıvrılma yarıçapının,

ilerleme hızının artmasıyla azaldığını ve helisel tipte talaş oluşumu meydana

geldiğini deneyleri ile belirlemiştir (Tekiner ve Yeşilyurt, 2004). Sutter, orta

karbonlu çelikte kesme hızının talaş morfolojisi üzerine etkisini araştırmış ve kayma

bandı kalınlığının kesme hızının artmasıyla azaldığını tespit etmiştir (Sutter vd.,

1997).

72

5. SONUÇ VE ÖNERĠLER

Tez çalışması, implant malzemesi olarak kullanılan AISI 316L paslanmaz çeliğinin

tribolojik ve mekanik özelliklerinin araştırılması ile birlikte bu malzemenin

tornalama işlemiyle şekillendirilmesi durumunda da kuru tornalanabilirliğinin

araştırılması olarak iki konuyu içermektedir.

AISI 316L paslanmaz çeliğinin biyomalzeme olarak kullanılması durumunda,

tribolojik ve mekanik özelliklerinin tayini için yapılan testlerden elde edilen en

önemli bulgular aşağıda sıralanmıştır:

Mekanik testlerde, elastik modülü, akma dayanımı, çekme dayanımı ve

mikrosertlik değerleri sırasıyla 140.179 GPa, 294.138 MPa, 612.350 MPa

ve165 HV olarak elde edilmiştir. Mekanik özellikler açısından elde edilen

önemli bir sonuç, test malzemesinin %51.373 uzama ile yüksek sünekliğe

sahip olmasıdır. İmplant malzemesi olarak kullanılması durumunda, %51.373

uzama değeri oldukça olumlu olarak yorumlanabilir.

AISI 316L paslanmaz çeliğinin, aşınma testlerinde aşınma oranı Hank‟s

sıvısındaki sürtünme ile azalmıştır. Kuru sürtünme koşulunda kütle kaybı

Hank‟s sıvısındaki sürtünme koşulundakine göre yaklaşık üç kat daha

fazladır. Kuru sürtünme koşulundaki sürtünme katsayısı (0,944), Hank‟s

sıvısındakine göre (0,768) daha büyüktür.

Aşınma testleri için yapılan metalografik çalışmada, yapışma aşınma

mekanizması ile birlikte ve numune oluşan yüzeysel abrazyon çizgileri kuru

sürtünmede oluşurken, Hank‟s sıvısında numune yüzeylerinde sadece

abrazyon aşınma mekanizmasının oluştuğu gözlemlenmiştir. Böylece, Hank‟s

sıvısındaki sürtünmede düşük kütle kaybı elde edilmiştir. Bu bulgular, vücut

ortamındaki implantasyonları için, AISI 316L malzemesinin yüksek aşınma

dayanımına sahip olduğu ifade edilebilir.

73

AISI 316L ostenitik paslanmaz çeliğinden tornalama işlemiyle implant imal edilmesi

durumunda, bu malzemenin kuru tornalama testlerinden elde edilen bulgularda

aşağıda sıralanmıştır:

100–200 m/ d kesme hızı aralıklarının kesme kuvvetine etkisi oldukça düşük,

ancak 200 m/d kesme hızı değer ile diğer kesme hızlarına göre nispeten daha

düşük asıl kesme kuvveti elde edilmiştir.

İlerleme hızı, kesme hızı sabit tutulduğunda, yüzey pürüzlülüğü ve asıl kesme

kuvvetini en çok etkileyen parametre olmuştur. Kesme hızı sabit

tutulduğunda İlerleme hızı, 0.2 mm/dev‟ den 0.35 mm/dev değerine

arttırıldığında ortalama asıl kesme kuvveti % 57, talaş derinliği 1.25 mm‟ den

2.5 mm‟ ye arttırıldığında ortalama asıl kesme kuvveti % 14 artmıştır.

Yüksek ilerleme ve talaş derinliği (0.35 mm/dev ve 2.5 mm) ile düşük kesme

hızıyla (100 m/d) yapılan kuru tornalamada kesici kenarda belirgin bir şekilde

yığıntı talaş meydana gelmiştir. Fakat düşük ilerleme ve talaş derinliği (0.2

mm/dev ve 1.25 mm) ile yüksek kesme hızıyla (200 m/d) yapılan kuru

tornalamada, kesme kenarında en düşük yığıntı talaş oluşumu

gözlemlenmiştir (Şekil 4.12).

Düşük ilerleme ve talaş derinliği ile düşük kesme hızıyla yapılan tornalamada

uzun boru tipi helis talaş meydana gelmiş ve bu durum kesme kenarı ile talaş

yüzeyinde talaş yapışma eğilimini arttırmıştır. Bunula birlikte, düşük ilerleme

ve talaş derinliği sabit tutularak kesme hızı arttırıldığında, talaş uzunluğu %

50 mertebesinde kısalarak kısa boru helis tipi talaş oluşumu, istenilen bir talaş

tipidir.

Bütün deneyler karşılaştırıldığında, AISI 316L ostenitik paslanmaz çelik

malzeme için kesici takım firmasının belirttiği aralıklarda WNMG sementit

karbür takımla kuru tornalama ideal kesme koşulu sırasıyla talaş derinliği,

74

ilerleme hızı ve kesme hızı değerleri 1.25 mm, 0.2 mm/dev ve 200 m/d olarak

tayin edilmiştir.

AISI 316L Paslanmaz çeliğin HSS kesici takımla işlenmesi sonucunda

parçayı 2 deney şartında işlenmesi sonucunda kesici takımlarda, 4-8 s işleme

sonrası, takımda kırılma gözlemlenmiştir. Bundan dolayı HSS kesici takımı,

belirlenen kesme şartlarında AISI 316L paslanmaz çeliğinin kuru

tornalanmasında seçilemeyeceği kanaatine varılmıştır.

Öneri olarak, bu malzemenin vücut ortamında biyouyumluluk testleri

yapılarak, gerçek vücut ortamındaki davranışları incelenebilir. Ayrıca, talaşlı

imalat testlerinde, soğutma sıvısının bu malzemenin tornalanabilirliğine etkisi

ve 200 m/d kesme hızından daha yüksek kesme hızlarının kesme kuvvetlerine

ve iş parçası yüzey kalitesine etkisi daha sonraki araştırmaların konusu

olabilir.

75

6. KAYNAKLAR

Akkurt, M., 1992. Talaş Kaldırma Yöntemleri ve Takım Tezgahları, Birsen

Yayınevi, 347 s, İstanbul.

Akkurt, M., 1991, Talaş Kaldırma Yöntemleri ve Takım Tezgahları, Birsen

Yayınevi, İstanbul, s. 67-71.

ASTM G133-05: Standard Test Method for Linearly Reciprocating Ball-On-Flat

Sliding Wear, ASTM International, 2005.

Balcı, B., 2008, “AISI 304 Östenitik Paslanmaz Çelik Malzemenin İşlenmesinde

Yüzey Pürüzlülüğünün İncelenmesi”, Yüksek Lisans Tezi, Karabük

Üniversitesi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Karabük.

Bonnet, C., Valiorge, F., Rech, J., Hamdi, H., 2008, “Improvement of the numerical

modeling in orthogonal dry cutting of an AISI 316L stainless steel by the

introduction of a new friction model”, CIRP Journal of Manufacturing

Science and Technology, Vol. 1, pp 114-118.

Can, A.Ç., 2004, Malzeme Bilgisi. Bilal Ofset, 347 s. Denizli

Carrilero, M.S., Bienvenido, R., Sanchez, J.M., Alvarez, M., Gonzalez, A., Marcos,

M., 2002, “A SEM and EDS Insight into the BUL and BUE Difference in the

Turning Processes of AA2024 Al-Cu Alloy”, International Journal of

Machine Tools & Manufacture, vol. 42, pp. 215-220,

Chang, C.S., Tsai, G.C., 2003,. A force model of turning stainless steel with worn

tools having nose radius, Journal of Materials Proccesing Technology.142,

112-130

Çiftçi, İ., 2005. Östenitik Paslanmaz Çeliklerin İşlenmesinde Kesici Takım

Kaplamasının ve Kesme Hızının Kesme Kuvvetleri ve Yüzey Pürüzlülüğüne

Etkisi. Gazi Üniv. Mim. Fak. Dergisi.

Çini, A., 2010 İnconel 718 Malzemesinin Tornalama İşleminde Yüksek Basınçlı Jet

Soğutmanın Yüzey Pürüzlülüğü ve Kesme Kuvvetlerine Etkisi. A.K.Ü. Fen

Bilimleri Enstitüsü Makine Eğitimi Anabilim Dalı, Y.Lisans Tezi, 57,

Afyonkarahisar.

Çiftçi, İ., 2006, “Machining of Austenitic Stainless Steels Using CV Multi-Layer

Coated Cemented Carbide Tools”. Tribology International, 39, 565–569.

Çakır, C., 2006, “Modern Talaşlı İmalatın Esasları”, Nobel Yayın Dağıtım, 2.Baskı,

Ankara.

76

Dorr, L.D., Wan, Z., Longjohn, D.B., Dubois, B., Murken, R., 2000, Total hip

arthroplasty with use of the metasul metal-on-metal articulation: 4–7-year

results, J. Bone Joint Surg. Am. 82 (6) 789–798.

Dinler, S., 1993, “Talaş Kaldırmada Takım Aşınması ve Takım Ömrü”, Yüksek

Lisans Tezi, Marmara Ünv.

Fredj, N.B., Sidhom, H., 2006, “Effects of the cryogenic cooling on fatigue strength

of the AISI 304 stainless steel ground components”, Cryogenics, Vol.46, pp

439-448.

Gaitonde, V.N., Karnik, S.R., Achyutha, B.T., 2008, “Siddeswarappa,BTaguchi

optimization in drilling of AISI 316L stainless steel to minimize burr size

usingmulti-performance objective based on membership function”,Journal of

Materials Processing Technology, Vol.202, pp 374-379.

Gürkan, M., 2007, “Ostenitik ve martensitik paslanmaz çeliklerin yüksek sıcaklık

aşınma davranışları”, Yüksek Lisans Tezi, Afyon Kocatepe Üniversitesi Fen

Bilimleri Enstitüsü, 82 s., Afyon.

H. Doğan, F. Fındık, O., Morgül, 2002, Friction and wear behaviour of implanted

AISI 316L SS and comparison with a substrate, Materials and Design, 23

605-610.

Işık, Y., 2009. Kesici Takım Teknolojileri, Uludağ Üniversitesi Teknik Bilimler

Meslek Yüksekokulu, 6 s.

Iwaki, (1987), Frıctıon Characteristics of B+- And N2+-Implanted Fe-Cr Alloys,

M.Mater Sci Eng., 90 263-271.

Klocke, F.,2010, “Simülation in Manufacturing Technology: Lecture 8, Principles of

Cutting”.Fraunhofer Institute for Production Technology, Aachen.

Kurt, M.M., 2006. 304 L Paslanmaz Çelik Üzerine DLC Kaplanması: Mekanik –

Tribolojik Özelliklerinin araştırılması. (Y.Lisans Tezi), Atatürk Üniversitesi.

Korkut, İ., Kasap, M., Çiftçi, İ., ve Seker.,U., 2004. Determination of optimum

cutting parameters during machining of AISI 304 austenitic stainless Steel,

Materials and Desing,

Kumar, A. S., Durai, A.R., Sornakumar, T, 2006. The Effect of Tool Wear on Life

Of Alumina-Based Ceramic Cutting Tools While Machining Hardened

Martensitic Stainless Steel. Journal of Matarials Processing Technology, 151-

156.

Lee E.H., Shaffer, B.W., 1951, The Theory of Plasticity Applied to a Problem of

Machining, ASME, J. Appl. Mech. 18, pp 405–413.

77

Maranhão,C., Davim,J. P.,2009,. Finite element modelling of machining of AISI 316

steel: Numerical simulation and experimental validation, Simulation

Modelling Practice and Theory.18, 139–156

Merchant, M.E., 1945, “Mechanics of the metal cutting process. I. Orthogonal

cutting and a type 2 chip”, Journal of Applied Physics, Vol.16, pp 267–275.

Ortega-Saenz, J.A., Kalbarczyk, M., Mıchalczewskı, R., Pıekoszewskı, W.,

Szczerek, M., 2008, Comparison of wear processes of biomaterials used in

hip joint implants, Tribology, Scıentıfıc problems of machınes operation and

maintenance, 156 15-24.

Odabaş C., 2004. “Paslanmaz Çelikler, Temel Özellikleri, Kullanım Alanları,

Kaynak Yöntemleri”, Tavaslı Matbaası, İstanbul.

O'Sullivan, D., Cotterell, M.,2002, "Workpiece temperature measurement in

machining", Proceedings of the Institute of Mechanical Engineers Part H

Journal of Engineering in Medicine, Vol. 216 No.Bl, pp.135-9.

Özler, L., 1998, “Östenitik Manganlı Çeliğin sıcak Talaşlı İşlenmesinde Kalem

Ömrünün Teorik ve Deneysel Olarak Araştırılması”, Fırat Ünv., Müh. Fak.,

Makine Müh. Böl., Elazığ.

Paro, J., Hänninen, H., And Veijo., 2001,“Tool wear and Machinability of X5

CrMnN 18 18 Stainless Steels”, Kauppinen Journol of Materials Processing

Technology , 14-20.

R. Crownninshield, 1998, An overview prosthetic materials for fixation, Clin Orthop,

235 166-172.

Rieker, C.B., Köttig, P., Schön R., Windler M., Wyss, U.P., 1998, Clinical wear

performance of metal-on-metal hip arthroplasties, in: J.J. Jacobs, T.L. Craig,

(Eds.), Alternative Bearing Surfaces in Total Joint Replacement, ASTM 1346

STP, American Society for Testing and Materials,.

Schmalzried,T.P., Jasty, M., Harris, W.H., 1992, Periprosthetic bone loss in total hip

arthroplasty, J. Bone Jt. Surg. 74-A 849–863.

Simon, J.P., ve Fabry, P., 1991, An Overview of implant Materials, Acta

Orthopaedica Belgica, 57 (1) 1-5.

Sarıtaş Çelik Sanayi ve Ticaret A.Ş., 2004 ”Santaş Teknik Yayın” No:l, 2.Baskı,

İstanbul.

Smith, W.F., 2000. “Paslanmaz Çelikler”, Mühendislik Alaşımlarının Yapı ve

Özellikleri, Çeviri: Erdoğan, M., Ankara.

78

Sanchez, M., Marcos, M.,1994, “Relaciones Parametricas en el Mecanizado”,

Servicio de Publicaciones de la Universidad de Cadiz, Cadiz, Spain.

Sutter, G., Faure, L., Molinari, A., Deiime, A., and Dudzinski, D.,1997,

“Experimental Analysis of the Cutting Process and Chip Formation at High

Speed Machining”. Journal of Phsic, C3, 33.

Şahin, Y., 2000. Talaş kaldırma Prensipleri, Nobel Yayın Ltd. Şti. Yayınları, 559

s, Ankara.

Şahin, Y., 2001, “Talaş Kaldırma Prensipleri 1-2”, Nobel Yayın Dağıtım. Ankara.

Şeker, U., 2004, “Takım Tasarımı Ders Notları”, Gazi Ünv., Tek. Eğt. Fak., Makine

Eğt. Böl., Ankara.

Taşdemir, V., 2006, “AISI 304 östenitik paslanmaz çeliğinin işlenebilirliğine ısıl

işlemin etkisi”, Yüksek Lisans Tezi, Fırat Üniversitesi Fen Bilimleri

Enstitüsü, 55 s., Elazığ.

Tekaslan, Ö., 2007, “AISI 304 östenitik paslanmaz çeliklerde işlenebilirliğe bağlı

olarak kalıcı gerilme problemlerinin araştırılması”, Yüksek Lisans Tezi,

Balıkesir Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, 246 s., Balıkesir.

Tekin, A., 1981, Çeliklerin Metalurjik Dizaynı. Doyuran Matbaası, 280 s. İstanbul.

Tekiner, Z., Yeşilyurt, S., 2004, “Investigation of The Cutting Parameters Depending

on Process Sound During Turning of AISI 304 Austenitic Stainless Steel”.

Materials and Design, 25, 507–513.

Türkyılmazoğlu, A., 2006, “Dubleks, martenzitik ve ferritik paslanmaz çeliklerin

kaynağı”, Yüksek Lisans Tezi, Sakarya Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü,

158 s, Sakarya.

TS 10329, 1992, “ Torna Kalemleri Ömür Deneyleri ”, Türk Standartları Enstitüsü.

Ucun, İ., 2007, “Seramik kesici takımlar kullanarak östemperlenmiş küresel grafitli

dökme demirlerin işlenebilirliğinin araştırılması”, Yüksek Lisans Tezi, Afyon

Kocatepe Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, 85 s., Afyon.

Valiorgue, F., Rech, J., Hamdi, H., Bonnet, C., 2008, Gilles, P., Bergheau, J.M.,

“Modelling of friction phenomena in material removal processes”, Journal of

Materials Processing Technology, Vol.201, pp 450–453

Valiorgue, F. , Rech, J., Hamdi, H., Gilles P., Bergheau, J.M.,2007, A new approach

for the modelling of residual stresses induced by turning of 316L, Journal of

Materials Processing Technology.191, 270–273

79

Yalçın, B.,Varol, R., 2009, Wear Behaviour of Sintered Ti Alloys in Simulated Body

Fluid, Materials Performance, 48 (8) 74-78.

Yalçın, B., 2007, Investigation for the Basis Properties of the Titanium Alloy

Implants Produced With Powder Metallurgy Method, Ph.D. Thesis, Science

Institute, Mech. Eng. Dep. Süleyman Demirel Universitesi.

Yeyen, H.E., 2006, “AISI 303 östenitik paslanmaz çeliklerin işlenebilirliğinin

deneysel olarak araştırılması”, Yüksek Lisans Tezi, Gazi Üniversitesi Fen

Bilimleri Enstitüsü, 246 s., Ankara.

Yılmaz, N., Yalçın, B., Özsoy, A., 2004. “Kesici Takımlarda Aşınma ve Takım

Performansının İyileştirilmesi”, Metal-Makine Dergisi, 17 (150), 474-481.

Yılmaz, N., 2006, “Çeşitli paslanmaz çeliklerin biyokorozyonun incelenmesi ve

direncinin artırılması”, Yüksek Lisans Tezi, Zonguldak Karaelmas

Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü, 130 s., Zonguldak.

Yaz, M., 1999. Mangan ve Silisyum Katkılı Yüksek Cr, Nİ „li Paslanmaz Çelik

Dökümlerin Talaşlı İşlenebilirliğinin Araştırılması. (Y. Lisans Tezi) Fırat

Üniversitesi.

Xavior, M.A., Adithan, M., 2009, “Determining the influence of cutting fluids on

tool wear and surface roughness during turning of AISI 304 austenitic

stainless steel”, Journal of Materials Processing Technology, Vol.209, pp

900-909.

80

EK- 1 YÜZEY PÜRÜZLÜLÜK ÖLÇÜM CĠHAZI

81

(EK- 1 Devam)

82

EK- 2 VERĠ TOPLAMA KARTI

83

(EK-2 Devam)

84

ÖZGEÇMĠġ

Adı Soyadı : Durmuş TEMİZ

Doğum Yeri ve Yılı : Isparta,1985

Medeni Hali : Evli

Yabancı Dili : İngilizce

Eğitim Durumu (Kurum ve Yıl)

Lise : Anadolu Teknik Lisesi, 1999-2003, Isparta

Lisans : Afyon Kocatepe Üniversiresi, Teknik Eğitim Fakültesi, Makine

Eğitimi, 2004 – 2008

Yüksek Lisans: Süleyman Demirel Üniversitesi, Makine Eğitimi, 2008-……

Çalıştığı Kurum / Kurumlar ve Yıl:

Süleyman Demirel Üniversitesi Uluborlu Selahattin Karasoy Meslek Yüksek Okulu,

Öğretim Elemanı: 2009-…..