θ - Soma Meslek Yüksekokulu

Transkript

C B Ü Soma Meslek Yüksekokulu Teknik Bilimler Dergisi Yıl:2010 Cilt:2 Sayı:14
ORTA NOKTASINDAN TEKİL YÜKE MARUZ KOMPOZİT BASİT
KİRİŞ İÇİN MAKSİMUM SEHİM DEĞERLERİNİN DENEYSEL,
NÜMERİK VE ANALİTİK OLARAK BULUNARAK İRDELENMESİ
Ümran ESENDEMİR1, Mustafa Reşit USAL2, Ayşe ÖNDÜRÜCÜ1, Melek USAL2
ÖZET
Bu çalışmada her iki tarafında mesnetlenmiş orta noktasından tekil yüke maruz
kompozit kirişteki maksimum sehimler analitik, nümerik ve deneysel olarak bulunmuştur.
Örnek malzeme olarak örgü cam-epoksi prepreg kompozit kullanılmıştır. Nümerik çözüm
için ANSYS kullanılmıştır. Farklı kiriş boyları, genişlikleri ve yükleri için maksimum sehim
değerleri bulunmuştur. Sonuç olarak; deneysel, analitik ve nümerik sonuçların birbirleriyle
uyum içinde olduğu görülmüştür.
Anahtar Kelimeler: sehim, kompozit malzeme, basit desteklenmiş kiriş, tekil yük.
ABSTRACT
In this study, maximum deflections of simply supported beams subjected to single force
at the mid point are presented analytically, numerically and experimentally. As a sample
material, woven glass epoxy prepreg composite is used. The numerical study is performed by
using ANSYS software. Maximum deflections are obtained for various beam lenghts, widths
and loads. As a result, the experimental, analytical and numerical data are in good
agreement.
Key Words: deflection, composite material, simply supported beam, single force.
1. GİRİŞ
İki ya da daha fazla sayıdaki aynı veya farklı gruptaki malzemelerin en iyi özelliklerini,
yeni ve tek bir malzemede toplamak amacıyla, makro düzeyde birleştirilmesiyle oluşturulan
malzemeler kompozit malzeme olarak adlandırılır. Çok sayıda kompozit malzeme matris
malzeme ve tek veya daha çok fiber ailelerinden oluşmaktadır. Fiber takviyeli kompozitlerin
dizaynındaki en önemli problem, elde edilen malzemenin istenilen uygulama için en etkili
şekilde olması açısından matris malzeme ile fiberlerin birleştirilmesidir. Mühendislik
uygulamaları açısından kompozit malzemeler yüksek dayanım, düşük ağırlık ve ısıl yayınım
ve korozyona direnç gibi avantajları sağlamalıdır. Bununla birlikte kompozit malzemelerin
kullanımdaki dezavantajı ise yüksek maliyetli olması ve uygulama açısından bakıldığında bu
tip malzemelerin nasıl birleştirilecekleri konusundaki bilginin sınırlı olmasıdır [1].
Thomas [2] sonlu elemanlar metodunu kullanarak eğilme ve kaymadan dolayı oluşan
sehim değerlerini bulmuştur. Lee ve Wang [3] çelik-beton kompozit kirişleri için maksimum
sehim değerlerini elde etmişlerdir. Jasim[4] basit desteklenmiş yayılı yüke maruz kompozit
1
2
Süleyman Demirel Üniversitesi, Müh.-Mim. Fak., Makina Müh. Böl., Isparta.
Süleyman Demirel Üniversitesi, Teknik Eğitim Fak. Makine Eğitimi Böl., Isparta. e-mail: [email protected]
1
kirişlerdeki çökmeleri tahmini olarak bulmak için bir metot geliştirmiştir. Yin ve Wang [5]
giderek artan sıcaklıklardaki çelik kirişlerin sehim davranışlarını nümerik olarak
incelemişlerdir. Tagarielli ve arkadaşları [6] üç nokta eğilme deneyi ile her iki tarafından
tutturulmuş ve basit mesnetli sandviç kirişlerin çökmesini bulmuşlardır. Kılıç ve arkadaşları
[7] anizotropik elastisite teorisini kullanarak ortotropik ankastre kirişlerdeki eğilme ve
kaymadan dolayı oluşan sehim denklemlerini analitik olarak bulmuşlardır. Esendemir [8]
üçgen yayılı yüke maruz ankastre kirişlerdeki eğilme ve kaymadan dolayı oluşan sehim
denklemlerini analitik olarak bulmuştur. Esendemir ve arkadaşları [9] üçgen yayılı yüke
maruz basit kirişlerdeki toplam sehim denklemlerini bulmuşlardır. Usal ve arkadaşları [10]
her iki tarafından mesnetlenmiş uniform yayılı yüke maruz kompozit kirişin statik ve
dinamik analizini yapmışlardır. Problem çözümünde polimer matriks ve termoplastik
kompozit malzeme kullanılmıştır.
2. GENEL FORMÜLASYONLAR
Anizotropik elastisite teorisinde düzlem gerilme durumunda gerilme –şekil değiştirme
ifadesi [11],
 x  a 11  x  a 12  y  a 16  xy
(1)
 y  a 12  x  a 22  y  a 26  xy
(2)
 xy  a 16  x  a 26  y  a 66  xy
(3)
Burada a ij uygunluk matrisinin bileşenidir. Bu matrisin elemanları aşağıda verilmiştir:
a11  S11 cos 4   2S12  S 66  sin 2  cos 2   S 22 sin 4 


a12  S12 sin 4   cos 4   S11  S 22  S 66  sin 2  cos 2 
4
a 22  S11 sin   2S12  S 66  sin 2  cos 2   S 22 cos 4 
a16  2S11  2S12  S 66 sin  cos 3   2S 22  2S12  S 66  sin 3  cos 
a 26  2S11  2S12  S 66  sin 3  cos   2S 22  2S12  S 66  sin  cos 3 

a66  22S11  2S 22  4S12  S 66  sin 2  cos 2   S 66 sin 4   cos 4 
S11

(4)

1
1
1

, S12   12 , S 22 
, S 66 
E1
E1
E2
G12
Gerinme bileşenleri aşağıdaki şekildedir [12];
u
x
v
y 
y
x 
(5)
(6)
2
u v

y x
 xy 
(7)
3. ORTASINDAN P YÜKÜNE MARUZ BASİT KİRİŞ İÇİN SEHİM DENKLEMİ
Şekil 1’de ortasından tekil yüke maruz basit kiriş gösterilmektedir.
P
c
x
c
L
y
L
t
Şekil 1. Ortasından tekil yüke maruz basit kiriş
Bu kiriş için gerilme bileşenleri,
3P 
rc2 
2


x 
xy  ry 
4tc3 
3 
(8)
y  0
(9)
 xy 
3P
8tc
3
c
2
 y2

şeklindedir [13]. Burada; r 
(10)
a16
a11
Bu kiriş için genel sehim denklemi ve maksimum sehim denklemi aşağıdaki gibidir [14]:
v egilme 
 xy 2 ry 3 rc 2 y 


a


12 
3
3 
4tc 3
 2
3P
3
 2
 c y  y   3P a11 x 3
a
26

3  24tc 3
8tc 3

3P

a L2 x
3 11
8tc

3P
vmax egilme
(11)
P
a L3
3 11
4tc
(12)
3
4. ÖRNEK PROBLEM
Bu çalışmada, orta noktasından P yüküne maruz basit kiriş için deneysel, analitik ve
nümerik olarak maksimum çökme değerleri elde edilmiştir. Malzeme olarak örgü cam-epoksi
prepreg kompozit kullanılmıştır. Bu malzemenin mekanik özellikleri Tablo 1’de
verilmektedir.
Tablo 1. Kompozit kirişin mekanik özellikleri [15]
E1 (MPa)
27800
E2 (MPa)
27800
G12 (MPa)
4660
12
0.16
İlk olarak c değeri sabit tutularak (c= 0.72 mm), P=5 N için L değerleri 75,100,125,150
mm ve t değerleri 20, 30 ve 40 mm alınarak maksimum çökme miktarları deneysel olarak
elde edilmiştir. Deney düzeneği Şekil 2 de gösterilmektedir. Daha sonra yine c değeri sabit
tutularak (c=0.72 mm) P=10 N için aynı işlemler tekrar edilerek maksimum çökme
miktarları bulunmuştur.
Şekil 2. Deney Düzeneği
Denklem (11) kullanılarak maksimum sehim miktarı analitik olarak hesaplanmıştır.
Ayrıca nümerik çözüm için ANSYS kullanılmıştır. Nümerik çözümde eleman tipi için Solid
186 seçildi. 400 eleman oluşturularak 2445 düğüm noktası alınmıştır. ANSYS çözümü basit
mesnetli kiriş için Şekil 3’de verilmiştir.
4
Ayrıca (11) denklemi kullanılarak maksimum sehim miktarı analitik olarak
hesaplanmıştır. Analitik, nümerik ve deneysel olarak elde edilen değerler Tablo 2 de
verilmiştir.
Şekil 3. Kompozit kiriş için örnek bir ANSYS çözümü
Analitik, deneysel ve nümerik olarak elde edilen sehim değerleri Tablo 2 de verilmiştir.
5
Tablo 2. Analitik, Deneysel ve Nümerik Olarak Maksimum Sehim Değerleri
L
t
(mm)
(mm)
150
125
100
75
P=5N
P=10N
Deneys
el
9.50
Nümeri
k
10.17
Analiti
k
20.32
Deneysel
Nümerik
40
Analiti
k
10.16
19.50
20.34
30
13.55
13.5
13.56
27.10
27.80
27.11
20
20.32
20.1
20.33
40.65
40.00
40.66
40
5.88
5.00
5.89
11.76
11.00
11.77
30
7.85
7.00
7.86
15.68
16.00
15.72
20
11.76
11.0
11.76
23.52
24.00
23.53
40
3.01
3.00
3.02
6.023
5.80
6.03
30
4.01
4.00
4.01
8.03
8.00
8.04
20
6.023
6.00
6.02
12.04
12.00
12.05
40
1.27
1.30
1.28
2.54
3.10
2.55
30
1.69
1.65
1.69
3.38
3.80
3.38
20
2.54
2.60
2.54
5.08
5.20
5.08
Tablo 2’den görüleceği üzere, deneysel, analitik ve nümerik çözümlerden elde edilen
değerler birbirlerine çok yakın çıkmıştır. Denklem (7) kullanılarak; t =20mm, L=75 mm ve
P=10 N için gerilme değeri  x  0.544 10 8 MPa olarak bulunmuştur. Bu değerin nümerik
çözümündeki değeri  x  0.547 108 ’dir ve Şekil 4’de görülmektedir.
6
Şekil 4. Basit mesnetli kompozit kiriş için gerilme dağılımı
(t =20mm, L=75 mm ve P=10 N)
5.
SONUÇLAR
Bu çalışmada basit mesnetli örgü cam-epoksi prepreg kompozit kirişin maksimum sehim
değerleri analitik, deneysel ve nümerik olarak elde edilmiştir. Bu çalışmadan elde edilen
sonuçlar aşağıda özetlenmiştir:
-Kirişin uzunluğu arttıkça sehim değerleri artmaktadır.
-Kirişin kalınlığı arttıkça sehim değerleri azalmaktadır.
-Kirişe uygulanan yük arttıkça sehim değerleri artmaktadır.
-Deneysel, analitik ve nümerik çözümler birbirleriyle uyum içerisindedirler.
7
6.
KAYNAKLAR
[1] Holzapfel, A.G., 2000. Nonlinear Solid Mechanics. John Wiley and Sons Ltd, Chichester.
[2] Thomas, W.H., 2002. “Shear and Flexural Deflection Equations for OSB floor decking
with point load”, Holz als Roh-Und Werstoff, 60(3),175-180.
[3] Wang, Y.C., 1998. “Deflection of Steel-Concrete Composite Beams with Partial Shear
Interaction”, Journal of Structural Engineering, 124(10), 1159-1165.
[4] Jasim, N.A.,1999. “Deflections of partially composite beams with linear connector
density”, Journal of Constructional Steel Research 49, 241–254.
[5] Yin, Y.Z. and Wang, Y.C., 2004. “A numerical study of large deflection behaviour of
restrained steel beams at elevated temperatures”, Journal of Constructional Steel Research,
60, 1029–1047.
[6] Tagarielli, V.L., Fleck, N.A, Deshpande, V.S., 2004. “Collapse of clamped and simply
supported composite sandwich beams in three-point bending”, Composites: Part B 35, 523–
534.
[7] Kılıç, O., Aktaş, A. and Dirikolu, M.H., 2001. “An investigating of the effects of shear on
the deflection of an orthotropic cantilever beam by use of anisotropic elasticity theory”.
Composites Science and Technology, 61, 2055-2061.
[8] Esendemir, Ü., 2005. “The Effects of Shear on the Deflection of Linearly Loaded
Composite Cantilever Beam”, Journal of Reinforced Plastics and Composites, 24(11), 11591168.
[9] Esendemir, Ü., Usal, M.R., Usal, M., 2006. “The Effects of Shear on the Deflection of
Simply Supported Composite Beam Loaded Linearly”, Journal of Reinforced Plastics and
Composites, 25(8): 835-846
[10] Usal, M.R., Esendemir, Ü., Usal, M., 2008. “Static and Dynamic Analysis of Simply
Supported Beams”, Journal of Reinforced Plastics and Composites, 27(3), 263-276.
[11] Lekhnitskii, S.G., 1981. Theory of Elasticity of an Anisotropic Body. Mir Publishers,
Moscow
[12] Jones, R.M., 1975. Mechanics of Composite Materials, Mcgraw-Hill, Kogakusha,
Tokyo.
[13] Esendemir, Ü., 2004. “An Elastic-Plastic Stress Analysis in a Polymer-Matrix
Composite Beam of Arbitrary Orientation Supported from two Ends Acted Upon with A
Force at the Mid Point”, Journal of Reinforced Plastics and Composites, 23(6), 613-623.
[14] Esendemir, Ü., 2009. “Derivation of Equations for Flexure and Shear Deflections of
Simply Supported Beams”, Pamukklale University Journal of Engineering Sciences, 15(2),
187-193.
8
[15] Esendemir, Ü., 2008. “Failure Analysis of Woven Glass-Epoxy Prepreg Bolted Joints
Under Different Clamping Moments”, Advanced Composite Letters, 17, 165-175.
9
SÜRTÜNME KARIŞTIRMA KAYNAĞI İLE BİRLEŞTİRİLEN
AA 1050 ve AA 5754-H111 ALÜMİNYUM LEVHALARIN
MEKANİK ÖZELLİKLERİNİN İNCELENMESİ
Tamer CEBECİ1, Salim ŞAHİN2
ÖZET
Bu çalışmada AA1050 ve AA5754 alüminyum alaşımı levhalar kullanılmış,
bağlantıların mekanik ve mikro yapısal özelliklerini incelemek amacıyla alüminyum alaşımı
levhalar, birbirlerine aynı ve farklı alaşım çifti olarak sürtünme karıştırma kaynak (SKK)
yöntemiyle, uygun parametreler kullanılarak kaynak edilmişlerdir. Kaynak hızı, karıştırıcı
ucun dönme hız ve karıştırıcı uç açısı sabit tutulmuştur. Sürtünme karıştırma kaynak
işlemlerinde takım çeliğinden imal edilmiş batıcı uç kullanılmıştır. Çalışmada dikey freze
tezgahı kullanılmıştır.
Anahtar Kelimeler: sürtünme karıştırma kaynağı, 1050 ve 5754 alüminyum alaşımları,
mekanik özellikler.
ABSTRACT
In this study, AA1050 and AA5754 aluminum alloy plates were welded as similar and
dissimilar alloy joints using Friction Stir Welding (FSW) process in order to investigate
mechanical and microstructural properties. Welding proceeding speed, rotational speed of
the mixer tip and angle of the mixer tip are chosen as the (sabit) parameters. A welding tool
made of tool steel was employed in the welding of Al-alloy plates. A vertical-spindle type
milling machine is use for this work.
Keywords: friction stir welding, 1050 and 5754 Al alloys, mechanical properties.
1.
GİRİŞ
Yeni geliştirilmiş malzemeler genellikle modern birleştirme tekniklerine ihtiyaç
duyarlar. Son yirmi yılda alaşımların geliştirilmesinde bu malzemelerin kaynağı ile ilgili
büyük ilerlemeler olmuştur[1]. 1991'de Cambridge (İngiltere)'deki The Welding Institute
(TWI) tarafından sürtünme karıştırma kaynağı (SKK) bulunmuş ve üretimde kullanıldığı
şekline geliştirilmiştir[2]. Bir katı hal kaynak yöntemi olan sürtünme karıştırma kaynağı, düz
ve bindirmeli alüminyum alaşım kaynakları için yeni bir kaynak tekniğidir[3].
Bu çalışmada AA1050 ve AA5754-H111 alüminyum malzemelerin kendi aralarında
kaynak edilebilirliği incelenmeye çalışılmış ve bileşik yönünden zengin olan AA5754
malzemesinin, saf olarak kabul edilen ve çok daha yumuşak olan AA1050 ile birleştirilmesi
neticesinde elde edilen kaynak numunelerinin mekanik ve yapısal değişimleri araştırılmıştır.
Sürtünme karıştırma kaynağının temel uygulanışı oldukça basittir. SKK işlemi şematik
olarak verilmiştir (Şekil 1.1). Tükenmeyen tipte, dönen bir takıma bağlı, özel üretilmiş bir
1
2
Öğr. Grv., Celal Bayar Üniversitesi, Soma Meslek Yüksekokulu, Soma-Manisa, [email protected]
Doç. Dr., Celal Bayar Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Makine Mühendisliği Bölümü, Muradiye-Manisa,
[email protected]
10
sürtünme aparatı (takım omuzu) ve karıştırıcı uç, birleştirilecek sac veya levhaların birleşme
köşesine daldırılır ve birleşme çizgisi boyunca, mil etrafında döndürülerek ilerletilir. Takım
iki ana amaca hizmet eder: iş parçasının ısıtılması ve bağlantının oluşması için malzemenin
akışı [4].
Omzun malzemeye teması kaynak bölgesine ilave bir ısı sağlar. Karıştırıcı uçtan omuza
kadar olan bölgedeki kombine sürtünme ısısı, gömülmüş olan karıştırıcının çevresi ile
malzeme üst yüzeyi ve omzun temas ettiği temas yüzeyinde yumuşamış bir metal oluşturur
[5]. Isıl olarak yumuşayan metal karıştırıcı uca doğru giderek daralan ancak üst yüzeyde
omuz ile temas eden daha geniş bir görünüm arz eder. Karıştırıcı uç çevresinde malzeme
akışı, karıştırıcı uç arkasında ise malzeme ile dönen uç arasında izafi bir dönüş meydana
gelmektedir. Birleştirilecek parçalar, arkalarına bir plaka konularak, alın alına aralarında
boşluk olmayacak şekilde sabitlenir[6]. Geniş silindirik omuzlu, delme yapabilecek tipte bir
takım (batıcı uç), freze tezgahı ekipmanları ve arka tutucular kullanılarak yüksek devirde
döndürülür, kaynak yapılacak levhalara daldırılır ve kaynak yapılacak uzunluk boyunca
ilerletilir. Takım etrafındaki malzeme sürtünmeyle ısınıp yumuşayarak takım ucundan arka
yüzeye doğru karıştırılır ve karıştırılan malzeme katılaşır ve hidrostatik basınç koşullarında
soğur [7,8].
Şekil 1.1. Sürtünme karıştırma kaynağı (SKK)[1]
2. DENEYSEL ÇALIŞMA
2.1. Malzeme ve Metot
11
2.1.1. Malzeme
Bu çalışmada kullanılan malzemeler, 5 mm kalınlığındaki AA1050 ve AA5754 H -111
olarak adlandırılan ve hazır olarak piyasada ticari olarak satılan düz alüminyum levhalardır.
Alüminyum levhalara ait kimyasal bileşimler Tablo 2.1 ve Tablo 2.2’ de verilmiştir.
Tablo 2.1: AA1050’ nin Kimyasal Bileşimi
Element
Si
Mg
Fe
Cu
Mn
Zn
Ti
Al
%
0.089
0.004
0.278
0.002
0.001
0.008
0.0163
99.601
Tablo 2.2: AA5754 H-111’ in Kimyasal Bileşimi
Element
Si
Mg
Fe
Cu
Mn
Zn
Ti
Cr
Al
%
0.22
3.2
0.311
0.025
0.35
0.164
0.098
0.25
95.382
2.1.2. Kaynak Uçları
Bu çalışmada, sürtünme karıştırma kaynak uçlarını imal etmek için, 2367 numaralı
X38CrMoV5-3 sıcak iş takım çeliği kullanılmıştır. Bileşimi % olarak; 0.40 C, 0.5 Si, 0.50
Mn, 0.025 P, 0.005 S, 5.2 Cr, 3.2 Mo, 0.6 V’ dan oluşmaktadır. Bu çelik yüksek sıcaklıkta
çalışan sıcak iş kalıpları, hafif alaşımlı metallerin basınçlı döküm kalıpları, sıcak dövme,
şekil verme ve ekstrüzyon kalıplarında kullanılmaktadır. Batıcı uçlar, 20 mm. lik hazır
dairesel kesitli profilden 75 mm. lik boylarda kesilmiştir. Kalemlerin uç kısımlarına, C
eksenli CNC freze tezgahında konik şekil verilmiş ve 3 adet yarım daire kanal açılmıştır.
Konik uç üzerindeki standart dışı helisel vidalar ise torna tezgahında açılmıştır. Batıcı uçlar
konik olup, tabandaki çapı 4 mm iken uç yüksekliği yaklaşık 4.5 mm' dir.
İmalatı tamamlanan kesici uçlar ısıl işleme gönderilmiş ve sertlik değerlerinin 45-48
HRC ‘ ye çıkarılması talep edilmiştir. Isıl işlem firması tarafından, kesici uçlar ilk önce 600
ºC sıcaklıkta 30 dakika sonra 800 ºC sıcaklıkta 30 dakika bekletilmiştir. Daha sonra 1050 ºC
sıcaklıkta 30 dakika boyunca ostenitleme işlemi yapılmıştır. Vakum fırınında basınçlı azot
gazı ile soğutulan uçlar son işlem olarak 550 ºC, 600 ºC ve 610 ºC sıcaklıkta belli sürelerde
bekletilerek menevişleme işlemine tabi tutulmuştur. Isıl işlem sonrası sertlik değerleri,
firmadan talep edilen değere yani 46-47 HRC ‘ye çıkmıştır (Şekil 2.1)
Şekil 2.1. Sürtünme karıştırma kaynak ucu
12
2.1.3. Kaynağın Uygulanması
Takıma verilen 2.5 derecelik açı sayesinde ilerleme anında takımın arka alın yüzeyi ile
ısı oluşturulmuş, ilerleme yönündeki alın yüzeyi ile de kaynak yüzeyinin düzgün bir formda
olması sağlanmıştır. Yeterli ısıyı üretebilmek için takım levhaya batırıldıktan sonra 1 dakika
boyunca ilerletilmeden döndürülerek ısı oluşumu sağlanmıştır. Kaynak işlemi 1250 dev/dak
dönme hızında, 160 mm/dak ilerleme hızında yapılmıştır.
2.1.4. Mikro Yapı
SKK işleminden sonra 6 adet değişik kaynak numunesi ve 2 adet baz malzeme
numunesi kaynak bölgesinde oluşan içyapıyı incelemek amacıyla kaynaklı levhalardan
metalografi numuneleri kesilmiştir. Daha sonra kesilen bu parçalar kaynak kesiti yüzeyde
olacak şekilde oda sıcaklığında katılaşan polimer (polyester) esaslı kalıp malzemesi
kullanılarak kalıplanmıştır. Bu kalıplar tabanlarının düzgün olması için parmak frezede
düzeltilmiştir. Daha sonra sırasıyla 240, 400, 800, 1000 ve 1200 grid zımpara kâğıtlarında
zımparalanmış, 1 µm ve 0.3 µm tane boyutunda Al2O3 (Alümina) solüsyonu kullanılarak
parlatma disklerinde parlatılmıştır. Parlatma işleminden sonra hazırlanan bu numuneler 50
ml HNO3 (%65'lik) ve 50 ml saf sudan oluşan solüsyon kullanılarak dağlama işlemi
gerçekleştirilmiş, hazırlanan bu numuneler üzerinde son olarak kaynak bölgesinde oluşan
mikro yapı ve herhangi bir kaynak hatasının olup olmadığının belirlenmesi için optik
mikroskop incelemeleri yapılmıştır.
2.1.5. Çekme Testi
Çekme deneyi, bir malzemenin yük taşıma yeteneği ile yükleme sırasındaki şekil
değiştirme (uzama) davranışlarının belirlendiği bir ölçme yöntemidir[9]. Bu çalışmada
kaynak numuneler ile ana malzemenin mekanik özelliklerini belirlemek amacıyla yapılan
çekme testleri, çekme kapasitesi 100kN olan SHIMADZU AUTOGRAPH çekme cihazında
1 mm/dak hız ile gerçekleştirilmiştir. Çekme ve eğme deneyleri için kaynaklı levhalardan
DIN 50109 standardına uygun olarak kesilen 3 er adet numune kullanılmıştır (Şekil 2.2).
Şekil 2.2. DIN 50109 normlarına göre hazırlanmış çekme deneyi numunesi geometrisi.
2.1.6. Eğme Testi
Kaynaklı birleştirmelerde, kaynak mukavemeti ve kalitesi yönünde hızlı ve pratik yorum
yapabilmek için eğme testi yapılmaktadır[10]. Konvansiyonel ergitme kaynağında kaynak
kökü kaynak yüzeyine göre daha zayıftır. Sürtünme karıştırma kaynağı ile birleştirilen
numunelerin kaynak kesitindeki sıcaklık artışı incelendiğinde, kaynak yüzeyinin kaynak
13
köküne göre daha fazla ısındığı görülmüştür. Kaynak kesitinde oluşan bu sıcaklık artışı
yüzeydeki malzemenin daha iyi birleşmesini sağlamaktadır. Şekil 2.3’ de eğme testi numune
teknik resmi verilmiştir.
Şekil 2.3. Eğme testi numune teknik resmi
Üç nokta eğme deneyi SHIMADZU AUTOGRAPH eğme cihazında 3 mm/dak hız ile
gerçekleştirilmiştir. Numune parçalar 150 derece eğilerek, eğme kuvveti – eğilme miktarı
grafikleri elde edilmiştir.
3.
DENEY SONUÇLARI
Optik mikroskop ile çekilen fotoğraflarda AA1050 ile AA5754- H111 malzemelerinin
birleşme bölgelerinde iki malzemenin birleşme bölgesinde sınırlar oluşturduğu görülmüştür
(Şekil 3.1).
Şekil 3.1. AA1050 ve AA5754-H111 çift taraflı kaynak bölgesi fotoğrafı
Çekme deneyi 3 er adet numune için tekrarlanarak sonuçların ortalaması alınmış ve
grafik olarak çekme dayanımı miktarları karşılaştırılmıştır (Şekil 3.2). Çekme deneyi
sonunda elde edilen veriler kullanılarak numunelerin çekme dayanımı grafiği çizildi (Şekil
3.3). Alınan sonuçlara göre çok daha yumuşak olan 1050 malzemesi için tek taraflı kaynak
sonrasında çekme dayanımı kaynaksız haline göre % 18 düşme göstermiştir. Çift taraflı
kaynak durumunda da aynı sonuç elde edilmiştir. 5754 malzemesinin çekme dayanımı ise tek
taraflı kaynak sonrasında kaynaksız haline göre yarı yarıya düşmüştür. Çift taraflı kaynak
durumunda ise bu düşme sadece % 15 ile sınırlı kalmıştır. 1050 ve 5754 malzemelerinin tek
taraflı ve çift taraflı kaynakları neticesinde elde edilen değerler sırasıyla 84 ve 87 N/mm²
elde edilmiştir.
14
Çekme Dayanımı[N/mm²]
Şekil 3.2. Çekme deneyi numune parçaları
300
250
251
200
211
150
100
50
124
93
76
75
1050-1050
KAYNAKLI
TEK
1050-1050
KAYNAKLI
ÇİFT
84
87
1050-5754
KAYNAKLI
TEK
1050-5754
KAYNAKLI
ÇİFT
0
1050
KAYNAKSIZ
5754
KAYNAKSIZ
5754-5754
KAYNAKLI
TEK
5754-5754
KAYNAKLI
ÇİFT
Şekil 3.3. Çekme dayanımı karşılaştırması
Üç nokta eğme deneyi 3 ’er adet numune için tekrarlanarak sonuçların ortalaması
alınmış ve grafik olarak çekme dayanımı miktarları karşılaştırılmıştır (Şekil 3.4).
Numunelerin eğilme dayanımları değerleri kullanılarak, eğilme dayanımları karşılaştırması
yapıldı (Şekil 3.5). 1050 malzemesi için kaynaksız, tek taraflı kaynaklı ve çift taraflı
kaynaklı numuneler için elde edilen eğme kuvveti değerleri birbirine çok yakın çıkmıştır.
5754 malzemesi için tek taraflı kaynak sonrası eğme kuvveti miktarında çok ciddi düşüşler
yaşanmıştır. 5754 ün çift taraflı kaynağında ise bu değer çok az miktarda da olsa artmıştır.
1050-5754 malzeme çiftinin tek taraflı kaynağında 158 Newton ile en düşük eğme kuvveti
elde edilmiştir. 1050-5754 malzemeleri çift taraflı kaynağında çok azda olsa eğme
kuvvetinde artış gerçekleşmiştir.
15
Maksimum Eğme Kuvveti
(Pmax) [N]
Şekil 3.4. Eğme deneyi numune parçaları
1000
800
807
600
400
355
200
359
365
244
300
158
186
1050-5754
KAYNAKLI
TEK
1050-5754
KAYNAKLI
ÇİFT
0
1050
KAYNAKSIZ
1050-1050
KAYNAKLI
TEK
1050-1050
KAYNAKLI
ÇİFT
5754
KAYNAKSIZ
5754-5754
KAYNAKLI
TEK
5754-5754
KAYNAKLI
ÇİFT
Şekil 3.5. Üç nokta eğme deneyi numune için eğme kuvveti – eğilme miktarı grafiği
4. SONUÇLAR
5 mm. kalınlığındaki AA1050 ile AA1050 levhalar tek ve çift taraflı, AA5754 H -111 ile
AA5754 H - 111 levhalar tek ve çift taraflı ve de AA 1050 ile AA 5754 H -111 levhalar tek
ve çift taraflı olmak üzere 6 farklı şekilde sürtünme karıştırma kaynak işlemi ile
birleştirilmiştir. Birleştirme işleminden sonra yapılan çekme ve eğme deneyleri sonuçları şu
şekildedir;
* AA1050 malzemesinin tek ve çift taraflı kaynağı sonrası elde edilen çekme mukavemeti
değerleri aynıdır ve baz malzemeninkine göre bir miktar düşüş gözlenmiştir.
* AA58754 malzemesinin tek taraflı kaynağı sonrası çekme dayanımı yarı yarıya düşerken
çift taraflı kaynaktan sonra baz malzeme çekme dayanımına yaklaşılmıştır.
* AA1050 ve AA5754 malzemelerin tek taraflı ve çift taraflı çekme dayanımları birbirine
yakın çıkmakla beraber, asıl dayanımı AA1050 malzemesinin dayanımı ağırlıklı olarak
etkilemektedir. AA5754 ün etkisi çok az olmuştur.
* AA1050 malzemesinin çift ve tek taraflı kaynağı sonrası elde edilen eğilme mukavemeti
değerleri baz malzemenin mukavemetine yakın değerlerde elde edilmiştir.
* AA5754 ün tek taraflı kaynağı sonrası eğilme dayanımı, kaynaksız malzemeye göre çok
ciddi şekilde düşüş göstermiştir, çift taraflı kaynakta bir miktar artış göstermiştir.
* AA1050 ve AA5754 ün çift taraflı kaynağında elde edilen değerler, tek taraflı kaynak
değerlerine göre bir miktar artış görülmüştür.
16
5 . KAYNAKLAR
[1] CARY H.B., 1979, ‘Modern Welding Technology’, Prentice-Hall, Inc., Englewood
Cliffs, New Jersey, pp. 223.
[2] Mishra, R. S. and Ma, Z. Y., 2005, Friction stir welding and processing, Materials
Science and Engineering R 50, 1-78.
[3] Mathers, G., 2002, The welding of aluminium and its alloys, TWI Ltd., UK, 248 p.
[4] Smith, W. F., 2001, Malzeme Bilimi ve Mühendisliği, (Çev. N. G. Kınıkoğlu), Literatür
Yayıncılık, 855 s.
[5] ASM International, 1992, Properties and Selection: Nonferrous Alloys and SpecialPurpose Materials, Handbook Committee, ASM Handbook, 2, 17-483.
[6] ÇAM G., 2005, ‘Sürtünme Karıştırma Kaynağı (SKK) : Al Alaşımları İçin Geliştirilmiş
Yeni Bir Kaynak Teknolojisi’, Makina Mühendisleri Odası Teknoloji Dünyası Dergisi,
Şubat, 2005, Turkey.
[7] EKŞİ A. and BİRCAN D.A., 2006, ‘Mechanical Properties of Cold and Warm
Compacted Aluminum Alloys (Al7XXX)’, Proceedings of 11th International Materials
Symposium, 19-21 April 2006, Denizli, Turkey.
[8] ÇAM, H.G., 24-25 Ekim 2003, TMMOB Kaynak Teknolojisi IV. Ulusal KongresiKOCAELİ, Yayın No: E/2003/339, (http://arsiv.mmo.org.tr/pdf/000007BA.pdf).
[9] SATO Y.S., KURIHARA Y., PARK S.H.C., KOKAWA H. and TSUJI N., 2004,
‘Friction Stir Welding of Ultrafine Grained Al Alloy 1100 Produced by Accumulative RollBonding’, Scripta Materialia, 50, pp. 57-60.
[10] BOZ M., KURT A., 2004, ‘The Influence of Stirrer Geometry on Bonding and
Mechanical Properties in Friction Stir Welding Process’, Materials and Design, 25, pp. 343347.
17
KLİMA SANTRALİNİN BİLGİSAYARLA OTOMATİK KONTROLÜ
COMPUTERIZED AUTOMATIC CONTROL OF AN AIR
CONDITIONING PLANT
Ferdi AVCI1 , Kemal ATİK2
ÖZET
Bu çalışmada, imal edilen bir klima sisteminin bilgisayarla kontrolünün yapılması ve
bunun sağlayacağı enerji tasarrufunun belirlenmesi amaçlanmıştır. Kontrol sisteminde giriş
olarak sıcaklık duyargaları ve damper konumu okuyan düzenek, çıkış olarak ise kademeli
ısıtma sistemi ve damper hareket mekanizması bulunmaktadır.
Öncelikle bir dizi deneyler yapılarak sistemin karakteristiği elde edilmiştir. Elde edilen
sistem karakteristik değerleri kullanılarak ısıtıcıların ve damperin kontrolünü sağlayan
bilgisayar programı yazılmıştır. Karşılaştırma yapmak amacı ile hem damperler tam açık
olarak hem de sıcaklığa bağlı olarak damperlerin kontrolünün sağlandığı deneyler
yapılmıştır. Ölçülen ve kaydedilen değerler yardımıyla harcanan enerji değerleri
hesaplanarak karşılaştırılmıştır.
Anahtar Sözcükler: iklimlendirme, otomatik kontrol, enerji tasarrufu.
ABSTRACT
In this study, it is aimed to perform computerized control of an air conditioner made and
to determine if any energy can be saved by this method. Some temperature sensors and a
device to read the damper position were the input of the control system, and graded heating
system and damper motion mechanism are the output of the system.
First some tests were conducted to obtain the characteristics of the system. Computer
program controlling the heaters and damper was written using the system characteristics
obtained. Comparison tests were conducted both as the dampers are fully open and as they
are controlled according to the temperature. Energy consumption was calculated using the
measured and recorded data to make the comparison.
Key Words: air conditioning, automatic control, energy saving.
1.
GİRİŞ
İlerleyen teknoloji ile birlikte enerji tüketimi de hızla artmaktadır. Yakın bir gelecekte
kömür, petrol, doğalgaz gibi fosil yakıtlı enerji kaynaklarının ihtiyaç karşılamakta yetersiz
kalacağı düşünülürse, enerjinin verimli kullanılması gerektiği açıkça görülmektedir.
1
2
Muş Alparslan üniversitesi, MYO, [email protected]
Erciyes Üniversitesi Mustafa Çıkrıkçıoğlu MYO, [email protected]
18
Akaryıldız ve Engin tarafından yapılan çalışmada [1], otomatik kontrol sistemlerinin
enerjiyi verimli kullanarak enerji kazancı sağlandığı belirtilmiştir. Böylece harcanan yakıt
miktarı azalacağından fosil yakıtların daha uzun süre kullanılması sağlanmış olacaktır.
Otomatik kontrolün, sistemin hassasiyetini arttırması, insan kaynaklı hataları azaltması gibi
başka faydaları da bulunmaktadır. Bu sebeplerden otomasyon uygulamaları bütün
sistemlerde olduğu gibi, klima sistemlerinde de daha fazla önem kazanmakta, otomasyonla
kullanılan enerji azaltılıp verimin artması hedeflenmektedir. Otomasyon sistemlerinin bir ilk
kurulum maliyeti olmasına rağmen, sağladığı tasarruf ile zaman içinde bu maliyeti
karşılamaktadır.
İklimlendirme sistemlerinde otomasyon ile ilgili yapılan çalışmalarda bazıları şu
şekildedir.
Sefa ve Kahraman yaptıkları çalışmada [2], iklimlendirmede ortam sıcaklık konforunu
artırmaya yönelik “Çok Noktadan Sıcaklık Ölçümü” olarak adlandırılan bir yaklaşım
sunmuşlardır. Klimada denetleyici olarak PIC18F452 işlemcisi kullanılmış olup, uzak
noktalardan sıcaklık ölçümü yapan modüllerle radyo frekansı (RF) ile haberleşmektedir.
Programlanabilme, uyku, otomatik çalışma, fan hızı ve üfleme açısı kontrolü gibi
fonksiyonlar kızılötesi (IR) haberleşen bir uzaktan kumanda üzerinden yapılabilmekte, ayrıca
durum bilgileri klima üzerindeki likit kristal göstergeden (LCD) izlenebilmektedir.
Nassif ve Moujaes yaptıkları çalışmada [3], DHD (Değişken Hava Debili) sistemlerin
damper kontrol stratejisini belirlemişlerdir. Yaptıkları simülasyonda % 12 ’ye varan tasarrufu
sağladıklarını tespit etmişlerdir.
Wang ve Jin yaptıkları çalışmada [4], DHD iklimlendirme sistemlerinin ayarlarını ve
kontrolünü sağlayan kapsamlı bir sistem geliştirmiştir. Genetik algoritmanın kullanıldığı
çalışmada bir çok parametreyi çizgi optimizasyon problemi ile test etmiş ve
değerlendirmişlerdir.
Ke ve Mumma yaptıkları çalışmada [5],
DHD sistemleri için optimizasyon
yapmışlardır. Bu optimizasyon ile enerji tüketimini azaltıp havalandırma ihtiyaçlarla
karşılamışlardır.
Bu çalışmada bilgisayar kontrollü prototip bir klima sistemi üretilmiştir. Bu sistemde
damper açıklıkları ve ısıtıcı güçleri oransal olarak kontrol edilmiştir.
2.
MATERYAL VE METOD
Bu çalışmada, Şekil 1. de görülen mahalin iklimlendirilmesinde, ısıtma gücü ve dış hava
debisini kontrol eden bir otomasyon sistemi gerçekleştirilmiştir. Bu mahal kenarları 600 mm
olan bir küptür. Dış havayı mahale almak ve mahalden dış ortama vermek için 100 mm x 100
mm x 900 mm boyutlarında kanallar mahale montaj edilmiştir. By-pass kanalı olarak; 100
mm x 100 mm x 100 mm boyutlarında, üfleme ve toplama kanalı arasına montaj edilecek
şekilde kanal imal edilmiştir. Aynı zamanda mahal iç kısımdan 50 mm kalınlıkta strafor ile
yalıtılmıştır.
19
Şekil 1. Sistemin genel görünümü
Dışarıdan alınacak hava miktarını kontrol etmek amacı ile 85 mm x 95 mm boyutlarında
0.5 mm kalınlığında galvaniz kaplamalı sac kullanılarak çok hassas ayarlanabilen damper
sistemi yapılmıştır. Şekil 2.’ de sistemin şematik gösterimi verilmiştir.
Taze Hava
İklimlendirilen
Mahal
Egzost Havası
Bilgisayar
Veri
Giriş-Çıkış
Sıcaklık ve
konum
bilgileri
Şekil 2. Kanal ve damper sistemi
Visual Basic 6.0 programlama dili kullanılarak hazırlanmış bir program aracılığıyla
sistemin kontrolü sağlanmıştır. Bilgisayara bağlı kontrol devresine sıcaklık ve damper
konumu bilgileri girmekte; ısıtma gücü ve damper motoru hareketi bilgisi çıkmaktadır.
Kontrol işlemlerini sağlayan kumanda devresi, optokuplör aracılığı ile bilgisayarın
paralel portundan aldığı sinyallerle 5 adet sürücü devresini çalıştırmaktadır.
2.1. Isıtıcı Kontrolü
Sistemdeki ısıtma gücü, iç ve dış sıcaklıklara göre, oransal olarak ayarlanmaktadır.
Kullanılan 4 adet ısıtıcıya farklı voltajlar verilip bunların çalışma kombinasyonu ile 16
kademeli ısıtma gücü oluşturulmuştur.
20
Şekil. 3. Kontrol sisteminin blok diyagramı.
2.2. Damper Kontrolü
İç ve dış sıcaklıkları ölçmede K tipi ısıl çiftler sensör olarak kullanılmıştır. Bu sıcaklık
bilgileri ve damper konum bilgisi Adam 4019+ cihazı ile seri porttan okunmaktadır.
Dışarıdan alınan hava miktarı dış hava sıcaklığı ve ayar sıcaklığına bağlı olarak
belirlenmektedir. Damper konumunu belirlemek için damperin miline bağlanan
potansiyometredeki gerilim değeri ölçülmüştür. Deneye başlamadan önce belirlenen
hızlardaki damper açılarına göre potansiyometrenin üzerinde ölçülen gerilimler tespit
edilmiştir. Bu değerler Tablo 1. de verilmiştir.
Tablo 1. Hava hızı ve Gerilim Tablosu
U

HIZ (m/s)
GERİLİM (V)
3,6
0,801
3
1,0661
2,5
1,2696
2
1,2918
1,5
1,3777
1
1,4891
0,8
1,5398
0,75
1,5808
0,5
1,6709
Ölçülen değerlerle hıza bağlı olarak üretilen gerilimin grafiği oluşturulmuştur. Grafikte
eğri uydurma yöntemi ile elde edilen 3.dereceden denklem program kodunda kullanılmıştır.
Denklem sonucunda elde edilen değer ise potansiyometrenin üzerindeki değer olup bu
gerilime ulaşması için potansiyometrenin ayar kısmı dolayısı ile bağlı olduğu damper
21
mekanizması ile damper açısı ayarlanmıştır. Tablo1 de elde edilen eşitlik aşağıda
verilmektedir.
U = -0,0604 3 + 0,3426 2 - 0,7819  + 1,9866
(1)
Sıcaklıklara bağlı olarak dışarıdan alınan hava miktarı değiştirilmiştir. Eğer dış hava
sıcaklığı ayar sıcaklığına eşit ise damperler % 100 dış hava alacak şekilde, dış hava sıcaklığı
ile ayar sıcaklığı arasındaki fark 20 derece ve üzeri ise en az dış hava alacak şekilde
ayarlanmıştır. Bu iki durum arasında damper konumu sıcaklık farkına bağlı olarak oransal
değişimi sağlanmıştır.
3.
DENEY SONUÇLARI
Deneyler 25 ºC, 30 ºC ve 35 ºC olmak üzere 3 ayrı ayar sıcaklığı için damper kontrollü
ve damper kontrolsüz olarak 30 dakika süreli deneyler yapılmıştır. Hazırlanan program
deney esnasında belli zaman aralıklarla ve her deney için eşit sürede sürekli olarak saat, iç
sıcaklık, dış sıcaklık, potansiyometre voltajı, hesaplanan potansiyometre voltajı ve çalışan
port değeri verilerini bir dosyaya kaydetmektedir.
Bilgisayarın kaydettiği verilerle grafikler çıkarılmıştır. Aynı zamanda güç ve ortalama
enerji hesapları yapılarak karşılaştırılmıştır.
Şekil 4. ve Şekil 5. de 25 °C ayar sıcaklığı için yapılan deneylerin sonuçları görülmektedir.
25 °C ayar sıcaklığı için damperler tam açıkken 73614 J enerji harcanmışken damper
kontrollü sistemde 39685 J harcanmıştır. Damper kontrolü ile % 46 enerji kazancı
sağlanmıştır.
Şekil 4. 25 °C Damper Kontrolsüz Deney.
22
Şekil 5. 25 °C Damper Kontrollü Deney.
Şekil 6. ve Şekil 7. de 30 °C ayar sıcaklığı için yapılan deneylerin sonuçları
görülmektedir. 30 °C ayar sıcaklığı için damperler tam açıkken 172070 J enerji harcanmışken
damper kontrollü sistemde 105423 J harcanmıştır. Damper kontrolü ile % 39 enerji kazancı
sağlanmıştır.
23
Şekil 8. ve Şekil 9. de 35 °C ayar sıcaklığı için yapılan deneylerin sonuçları
görülmektedir. 35 °C ayar sıcaklığı için damperler tam açıkken 267042 J enerji
harcanmışken damper kontrollü sistemde 175251 J harcanmıştır. Damper kontrolü ile % 34
enerji kazancı sağlanmıştır.
24
Harcanan Enerji Miktarları ve yapılan enerji tasarrufları Tablo 2. de gösterilmiştir.
Ayar Sıcaklığı
°C
25
30
35
4.
Tablo 2. Harcanan Enerji Miktarları.
Harcanan Enerji (J)
Kontrolsüz
Kontrollü
73614
39685
172070
105423
267042
175251
Tasarruf
(%)
46
39
34
SONUÇLAR VE DEĞERLENDİRME
BU ÇALIŞMADA KLİMA SİSTEMLERİNDEKİ OTOMASYON UYGULAMALARI
İLE ELDE EDİLEN KAZANÇLAR İNCELENMİŞTİR. DENEYLERDEN ELDE EDİLEN
GENEL SONUÇLAR AŞAĞIDA ÖZETLENMİŞTİR.





YAPILAN OTOMASYON SİSTEMİ İLE YÜKSEK ORANDA ENERJİ TASARRUFU
SAĞLANMIŞTIR.
SİSTEMİN HASSASİYETİ ARTMIŞTIR.
İNSAN GÜCÜNDEN TASARRUF EDİLMİŞTİR.
SİSTEM ÜZERİNDE ZAMAN İÇİNDE ARIZALARIN TESPİT EDİLEBİLECEĞİ
GÖRÜLMÜŞTÜR.
±0.5 DERECE ARALIĞINDA SET SICAKLIKLARI ELDE EDİLMİŞTİR.
Yapılan otomasyon sistemi ile elde edilen kazançların yüzde oranlarına bakıldığında;
ayar sıcaklığı ile dış ortam sıcaklığı arasında fark arttıkça elde edilen kazanç düşmekte,
sıcaklık farkı azaldıkça elde edilen kazanç artmaktadır. Bütün durumlar için elde edilen
enerji tasarrufu %30 un üzerinde olmaktadır.
25
5. KAYNAKLAR
[1] Akaryıldız E. ve Engin A.G., 2005, “Hastanelerde İklimlendirme Sistemleri”, Tesisat
Mühendisliği, Dergisi, (58): 65.
[2] Sefa İ. ve Kahraman H.T., 2007, “Klimalar İçin Yeni Bir Kontrol Sistemi”, GÜMMF
Dergisi, 22: 3, 339-347.
[3] Nassif N. and Moujaes S., 2008, “A new operating strategy for economizer dampers of
VAV system”, Energy and Buildings , 40: 3, 279-299.
[4] Shengwei, W., Jin, X., 2000. “Model-based optimal control of VAV air-conditioning
system sing genetic algorithm”, Building and Environment, 35: 471-487.
[5] Ke Y.P. and Mumma S.A., 1997, “Optimized Supply Air Temperature (SAT) Reset in
Variable Air Volume (VAV) Systems”, Energy, 22: 6, 601 – 614.
26
BENZİN MOTORLARINDA VURUNTU OLAYININ İNCELENMESİ
A RESEARCH ON KNOCK PHENOMENA IN GASOLINE ENGINE
Tuncer KORUVATAN1, İsmet SEZER2, Emrah KOÇ3
ÖZET
Günümüzde içten yanmalı motorlar en yaygın kullanılan güç kaynaklarıdır. İçten
yanmalı motorlar arasında benzin motorları ise özellikle hafif araçlarda kullanım için daha
avantajlıdır. Otomotiv firmaları ve bu alandaki bilim adamları motorların performansını
artırmak ve yakıt tüketimini azaltmak için çalışmalarını yoğun biçimde sürdürmektedir.
Benzin motorlarının performansı sıkıştırma oranı, ateşleme avansı, devir sayısı, hava fazlalık
katsayısı ve motor yükü gibi birçok parametreye bağlı olarak değişim gösterir. Diğer taraftan
bu parametreler motorda vuruntu olayının meydana gelmesinde de etkili olmaktadır.
Motorun vuruntulu çalışması durumunda yanma işlemi kötüleşmekte, motorun performansı
düşmekte ve yakıt tüketimi artmaktadır. Ayrıca vuruntu motor elemanlarının termik ve
mekanik açıdan aşırı yüklenerek zarar görmelerine neden olmaktadır. Sunulan çalışmada,
benzin motorlarında vuruntu oluşumu, vuruntu olayının motor performansı ve motor
elemanları üzerindeki etkileri ve vuruntuya etki eden faktörler literatüre dayalı olarak
incelenmiştir.
Anahtar Kelimeler: yanma, vuruntu, kendi kendine tutuşma, motor performansı, yakıt
tüketimi
ABSTRACT
Today, the internal combustion engines commonly use power sources. The gasoline
engines among the internal combustion engines are especially favored for light duty vehicles.
Automotive firms and scientists in the area have intensively continued their studies to
increase the engine performance and to decrease the fuel consumption. The performance of
engine for spark ignition (SI) engines varies depending on many parameters such as
compression ratio, spark advance, engine speed, fuel-air equivalence ratio and engine load.
On the other hand, these parameters have also an effect on the occurring of knock. In the
case of knocking operation, combustion process is getting worse, the performance of the
engine decreases and fuel consumption increases. Additionally, knock results in damages on
the engine components by causing the extreme heat and mechanical loads. In the present
study, occurrence of knock in SI engines, the effects of knock on engine performance and
engine components and the parameters causing the knock are investigated based on the
literature.
Keywords: combustion, knock, auto-ignition, engine performance, fuel consumption
1
Dr.Öğ.Bnb., Kara Harp Okulu Dekanlığı, 06654 Bakanlıklar, ÇANKAYA / ANKARA, [email protected]
Tel: 0 312 417 51 90 / 4302-4324
2
Öğr.Gör.Dr., Beşikdüzü Meslek Yüksekokulu, 61800 Beşikdüzü / TRABZON, [email protected]
3
Öğ. Yzb., Kara Harp Okulu Dekanlığı, 06654 Bakanlıklar, ÇANKAYA / ANKARA, [email protected]
27
1. GİRİŞ
Yaşadığımız modern çağda yoğun bir şekilde kendini hissettiren çevre kirliliği sorunları
ve enerji kaynaklarının sınırlı oluşu kirletici, zararlı emisyonların azaltılması ve mevcut
enerji kaynaklarının daha verimli kullanımı için yeni teknolojilerin geliştirilmesini zorunlu
hale getirmiştir. Motorlu taşıtlar mevcut enerji tüketimi içinde yaklaşık üçte birlik bir paya
sahiptir ve trafiğe çıkan taşıt sayısı her geçen gün artmaktadır. Motorlu taşıt sayısındaki bu
artış özellikle trafiğin yoğun olduğu büyük şehirlerde taşıtlardan kaynaklanan kirliliği önemli
boyutlara ulaştırmıştır. Bu nedenle otomotiv firmaları özelikle son zamanlarda daha az yakıt
tüketimi ile daha yüksek motor performansı sağlayacak ve en alt düzeyde çevre kirliliği
doğuracak çevre dostu teknolojiler kullanmaya yönelmişlerdir.
Vuruntu olayı motor performansının iyileştirilmesinde araştırmacıların karşılaştırdığı
sorunlardan birisi olarak ortaya çıkmaktadır (Bood ve diğerleri, 1997; Topinka, 2003;
Kleemann ve diğerleri, 2003; Sinnerstad, 2003; Gerty, 2001; Briget, 2006; Liberman, 2005).
Motorun performansı üzerinde doğrudan etkili olan sıkıştırma oranı, yanma odasının
tasarımı, ateşleme avansı, yakıthava oranı, devir sayısı, motor yükü gibi birçok özelliğin
belirlenmesinde vuruntu belirleyici bir rol oynamaktadır (Vinokurov ve diğerleri, 2000; Badr
ve diğerleri, 1998; Thomas ve diğerleri, 1997; Cowart ve diğerleri, 1992; Oppenheim, 1984;
Hudson ve diğerleri, 2001). Sunulan çalışmada karbüratörlü tip benzin motorlarında vuruntu
olayı üzerine literatüre dayalı bir araştırma gerçekleştirilmiştir.
2. BENZİN MOTORLARINDA VURUNTU OLUŞUMU
İçten yanmalı motorlarda, çevrimin en önemli aşaması yanmadır. Yanma işlemi yakıtın
kimyasal enerjisinin ısı enerjisine dönüştürülmesini sağlar. Bu dönüşüm işleminin verimli bir
şekilde gerçekleşmesi normal bir yanma işlemi ile mümkün olmaktadır. Normal yanma
durumunda Şekil 1’de görüldüğü gibi alev cephesi belirli bir hızda ilerler ve silindir
içerisindeki yakıt-hava karışımı tamamen yandığında yanma işlemi sona erer. Anormal
yanma ise olumsuz çalışma koşulları sebebiyle oluşmakta ve vuruntu denilen olayın
oluşmasına neden olmaktadır. Buji ateşlemeli (benzinli) motorlarda vuruntu yanma odası
içerisinde yakıthava karışımının kontrolsüz bir şekilde yanması sonucunda ortaya çıkan ve
genellikle metalik bir çınlama sesi şeklinde kendini hissettiren bir olay olarak
tanımlanmaktadır (Topinka, 2003; Thomas ve diğerleri, 1997; Oppenheim, 1984; Hudson ve
diğerleri, 2001; Heywood, 1989; Mogi ve diğerleri, 1998).
28
Şekil 1. Buji ateşlemeli motorda yanma olayının şematik gösterimi (Heywood 1989)
Konuyla ilgili çalışmaların başladığı tarihten itibaren vuruntunun oluşumuyla ilgili farklı
teoriler ileriye sürülmüştür (Schapertöns ve Lee, 1985; Soylu, 2001; Maly ve diğerleri,
1990). Bu teoriler aşağıda verilmiştir.
 Patlama (detonation) teorisi: Bu teoriye göre yanma sırasında alev cephesi yanmamış
(art) karışım bölgesinde ilerlerken ses hızından daha yüksek hızlara ulaşarak şok dalgaları
üretmekte ve bunun sonucunda vuruntu meydana gelmektedir.
 Hızlı yanma (flame acceleration) teorisi: Bu teoriye göre yanma odası içindeki
yakıthava karışımının ani olarak çok hızlı bir biçimde yanmasıyla vuruntu meydana
gelmektedir.
 Kendiliğinden tutuşma (auto-ignition) teorisi: Bu teoriye göre alev cephesi yanma odası
içerisinde ilerlerken art karışım bölgesinde basınç ve sıcaklık kritik bir seviyeye ulaştığında
bir veya daha fazla noktada kendiliğinden tutuşma olmakta ve bunun sonucunda vuruntu
meydana gelmektedir.
Vuruntunun oluşumu ile ilgili olarak günümüzde en çok kabul gören kendiliğinden
tutuşma teorisi olup doğruluğu deneysel çalışmalarla da kanıtlanmıştır (Vinokurov ve
diğerleri, 2000; Cowart ve diğerleri, 1992; Hudson ve diğerleri, 2001; Heywood, 1989; Mogi
ve diğerleri, 1998; Schapertöns ve Lee, 1985; Soylu, 2001; Maly ve diğerleri, 1990; Lee ve
diğerleri, 2000; Brussovansky ve diğerleri, 1992; Willand ve diğerleri, 1998; Stiebls ve
diğerleri, 1996). Şekil 2’de benzin motorlarında kendiliğinden tutuşma sonucunda vuruntu
oluşumu şematik olarak gösterilmektedir.
29
Şekil 2. Benzin motorlarında vuruntu olayının şematik gösterimi (Podvoiski 2000)
Yanma devam ederken, art karışım bölgesinde basınç ve sıcaklık kritik bir değere
ulaştığında yakıt-hava karışımı kendiliğinden tutuşmakta ve art karışımının çok kısa sürede
yanmasıyla aşırı miktarda enerji açığa çıkarmaktadır. Yüksek miktarda enerjinin açığa
çıkması basıncın ve sıcaklığın ani olarak aşırı şekilde yükselmesine neden olmaktadır (Maly
ve diğerleri, 1990; Samimy ve Rizzoni, 1996; Syrimis ve diğerleri, 1996; Sun ve
diğerleri,1996). Yanma odası içerisinde yerel olarak basıncın yaklaşık 180 bara kadar ani
olarak yükselmesi basınç dalgalanmalarını oluşturmaktadır. Basınçtaki ani yükselme ve
dalgalanmalar motorun hareketli elemanlarının mekanik açıdan aşırı yüklenmesine ve
fiziksel hasar görmesine neden olabilmektedir (Kleemann ve diğerleri, 2003; Soylu, 2001;
Maly ve diğerleri, 1990; Fitton ve Nates, 1996). Şekil 3’te normal ve vuruntulu çalışma
durumunda silindir içerisindeki basınç değişimini gösteren grafikler verilmiştir.
30
(a)
(b)
Şekil 3. (a) Normal çalışma ve (b) vuruntulu çalışma durumunda basınç değişimi (Foin ve
diğerleri 1999)
Şekilden görüldüğü gibi normal çalışma durumunda düzgün bir basınç değişimi
olmasına rağmen vuruntulu çalışma durumunda ani basınç yükselmeleri ve basınçta
dalgalanmalar meydana gelmektedir. Basınçtaki bu değişim motorun silindiri içerisinde şok
şeklinde basınç dalgaları meydana getirerek özellikle piston, biyel ve yatakların mekanik
olarak aşırı zorlanmasına ve hasar görmesine neden olur. Yanma odası içerisinde sıcaklığın
normal şartlara göre 2-3 kat ani artışı ise motor elemanlarının termik açıdan aşırı
yüklenmelerine, aşırı ısınmalarına ve ergimelerine neden olmaktadır (Kleemann ve diğerleri,
2003; Soylu, 2001; Maly ve diğerleri, 1990; Fitton ve Nates, 1996). Şekil 4 ve 5’te vuruntu
nedeniyle hasar görmüş supaplar ve pistonlar görülmektedir. Şekillerden görüldüğü gibi
pistonların ve supapların yüksek sıcaklıkla temas eden yüzeyleri ergimiştir. Bu durum
vuruntu olayının motor elemanları üzerinde çok ciddi etkilere sahip olduğunu açıkça
göstermektedir.
31
Şekil 4. Vuruntu nedeniyle yüksek sıcaktan hasar görmüş supaplar (Podvoiski 2000)
Şekil 5. Vuruntu nedeniyle yüksek sıcaktan hasar görmüş pistonlar (Podvoiski 2000)
Ayrıca orta ve yüksek şiddetli vuruntu verim ve güçte önemli düşüşlere neden
olmaktadır. Vuruntunun şiddeti ise kendi kendine tutuşma olayının gerçekleşme zamanına ve
art karışımın miktarına bağlıdır. Diğer taraftan yanma işleminin sonlarına doğru meydana
gelen hafif derecede vuruntu veya motorun vuruntu sınırına yakın çalışması yanmayı
hızlandırarak motorun performansını bir miktar arttırmaktadır (Topinka 2003).
3.
BENZİN MOTORLARINDA VURUNTUNUN NEDENLERİ
Yukarıda belirtildiği gibi benzin motorlarında vuruntu oluşumu art karışım bölgesinin
basınç ve sıcaklığına bağlıdır. Benzin motorlarında vuruntu olayını etkileyen faktörler,
tasarıma dayalı (yapısal) faktörler, işletme koşullarına dayalı faktörler ve yakıt özelliklerine
bağlı faktörler şeklinde sıralanabilir.
32
3.1.Tasarıma Dayalı Faktörler
3.1.1.Sıkıştırma Oranı
Sıkıştırma oranı vuruntu oluşumunu doğrudan etkileyen bir yapısal özelliktir.
Şekil 6’da görüldüğü gibi sıkıştırma oranının artırılması termik verimi dolayısıyla motor
verimini artırmaktadır. Diğer taraftan sıkıştırma oranının artırılması yanmanın daha küçük
bir hacimde gerçekleşmesine neden olmaktadır. Bu durumda yanmamış karışım bölgesinde
basınç ve sıcaklık daha yüksek değerlere ulaşır ve vuruntu olasılığı artar. Bu nedenle benzinli
motorlarda seçilecek sıkıştırma oranı değeri vuruntu oluşumu ile sınırlıdır. Sıkıştırma oranı
artırıldığında vuruntuyu önlemek için yüksek oktanlı yakıt kullanılmalıdır (Gerty, 2001;
Schapertöns ve Lee, 1985; Kaneyasu ve diğerleri, 1992; Safgönül ve diğerleri, 2008;
Kalghatgi, 1996).
Şekil 6. Motor veriminin sıkıştırma oranıyla değişimi (Sinnerstad 2003)
3.1.2.Yanma Odasının Tasarımı ve Bujinin Yanma Odasındaki Yeri
Şekil 7’de görüldüğü gibi alev yolunu uzatan yanma odası tasarımı ve silindirin uzak
noktasına yerleştirilmiş buji yanma süresinin uzamasına ve yanmamış karışımın kendi
kendine tutuşması için daha uzun süre kalmasına neden olduğu için vuruntu olasılığını
artırmaktadır. Bu nedenle mümkün olduğu kadar buji yanma odasının merkezine yerleştirilir.
Böylece alev cephesinin kat edeceği yol kısaltılmış olur ve vuruntu ihtimali azaltılır (Gerty,
2001; Schapertöns ve Lee, 1985; Kaneyasu ve diğerleri, 1992; Safgönül ve diğerleri, 2008;
Kalghatgi, 1996). Ayrıca son zamanlarda alev yolunu kısaltarak yanma süresini azaltmak
için çift buji uygulaması yapılmaktadır.
33
Şekil 7. Bujinin silindirin uzak noktasında olması durumunda vuruntu oluşumu
3.1.3.Yanma Odası İçerisindeki Sıcak Noktalar
Yanma odasında bulunan karbon birikintileri, buji ve supapların keskin köşeleri aşırı
ısınarak kor haline gelmekte ve erken ateşlemeye neden olmaktadır. Erken ateşleme ise
bujide kıvılcım oluşmadan yanma odasında kor halindeki bir veya daha çok noktadan yakıt
hava karışımının ateşlenmesidir. Erken ateşleme de anormal bir yanmaya ve vuruntu
oluşmasına neden olmakta ve motor performansını düşürmektedir. Ayrıca erken ateşleme
olmasa bile egzoz supabına yakın bölgelerde sıcaklık daha yüksek olduğundan bu bölgedeki
karışımın yanmada sona bırakılması vuruntu olasılığını artırır. Bu nedenle egzoz supapına
yakın bölgedeki karışımın alev cephesi tarafından daha önce taranması ve egzoz supapının
iyi soğutulması vuruntu ihtimalini azaltır (Gerty, 2001; Schapertöns ve Lee, 1985; Kaneyasu
ve diğerleri, 1992; Safgönül ve diğerleri, 2008; Kalghatgi, 1996).
3.2. İşletme Koşullarına Dayalı Faktörler
3.2.1.Emme Basınç ve Sıcaklığı
Emme basıncının artması silindir içerisine daha fazla miktarda yakıthava karışımı
alınmasını sağlar. Böylece yanma sırasında daha yüksek basınç ve motor performansı elde
edilmesini sağlar. Ancak silindir içerisinde sıcaklığın yükselmesi diğer çalışma koşullarına
da bağlı olarak vuruntu eğilimini artırmaktadır. Benzer şekilde emme sıcaklığının artması
sıkıştırma sonu sıcaklığını artırarak yanma sırasında daha yüksek sıcaklıklar ortaya
çıkmasına neden olur ve vuruntu riskini artırır. Bu nedenle motorlarda yüksek emme basıncı
sağlayan aşırı sistemleri kullanıldığında yakıt-hava karışımı silindire gönderilmeden bir ara
soğutucuda soğutulur. Böylece hem motorun hacimsel verimi artırılmış olur hem de vuruntu
olasılığı azaltılır (Gerty, 2001; Schapertöns ve Lee, 1985; Kaneyasu ve diğerleri, 1992;
Safgönül ve diğerleri, 2008; Kalghatgi, 1996).
34
3.2.2.Ateşleme Avansı
Ateşleme avansının gerekenden yüksek seçilmesi durumunda avans vuruntusu meydana
gelmektedir. Ateşleme avansının artırılması vuruntu oluşumunu tetiklemektedir. Ateşlemenin
erken yapılması hem yanmanın erken başlaması hem de pistonun sıkıştırma etkisi sonucunda
yanmamış karışım bölgesinde basınç ve sıcaklığın yükselmesine ve vuruntu oluşumuna
neden olmaktadır. Diğer taraftan ateşlemenin geciktirilmesi motor gücünün düşmesine neden
olur (Gerty, 2001; Schapertöns ve Lee, 1985; Kaneyasu ve diğerleri, 1992; Safgönül ve
diğerleri, 2008; Kalghatgi, 1996).
3.2.3.Hava–Yakıt Oranı
Yakıt–hava karışımının özellikleri yanma sırasında açığa çıkan enerjiyi dolayısıyla
silindir içerisindeki basınç ve sıcaklığı önemli ölçüde etkiler. Karışım içerisinde yakıt miktarı
arttıkça (karışım zenginleştikçe) yanma sırasında daha yüksek basınç ve sıcaklık elde edilir.
Yapılan deneysel çalışmalar göre motorda maksimum gücü veren stokiometrik karışımdan
biraz zengin karışımlar (1.05) vuruntu açısından daha risklidir (Schapertöns ve Lee, 1985;
Kaneyasu ve diğerleri, 1992; Safgönül ve diğerleri, 2008; Kalghatgi, 1996).
3.2.4.Devir Sayısı
Devir sayısının vuruntu oluşumu üzerindeki etkileri karmaşıktır ve diğer çalışma
koşullarına bağlı olarak değişmektedir. Düşük devir sayıları, özellikle yüksek motor yükü
altında çalışma durumlarında, vuruntu açısından risklidir. Düşük devir sayılarında art karışım
bölgesinde kendi kendine tutuşma için daha uzun süre olduğundan vuruntu eğilimi artar.
Devir sayısının artması yanmamış karışımın alev cephesi tarafından sıkıştırılma etkisini ve
buna bağlı olarak vuruntu eğilimini azaltır. Ancak yüksek devirlerde motor hızlı
çalıştığından ısı transferi süresi kısaldığı için yeterli soğutma yapılamamakta ve motorun
çalışma sıcaklığı yükselmektedir. Bu ise vuruntu oluşumunu artırıcı bir etki oluşturur (Briget,
2006; Liberman ve diğerleri, 2005; Safgönül ve diğerleri, 2008; Kalghatgi, 1996).
3.2.5.Motor Yükü
Motorlarda yük ortalama efektif basınç ile ifade edilir ve yük arttıkça silindir içerisinde
basınç ve sıcaklık artar. Bu nedenle motorda yükün artması vuruntu ihtimalini artırır
(Kaneyasu ve diğerleri, 1992; Safgönül ve diğerleri, 2008; Kalghatgi, 1996). Bu durumda
vuruntuyu önlemek, yeterli soğutma ve diğer parametrelerin uygun şekilde ayarlanması ile
mümkündür.
3.3.Yakıt Özelliklerine Bağlı Faktörler
Tablo 1’de çeşitli buji ateşlemeli motorda kullanılmaya uygun yakıtların özellikleri
verilmiştir. Yakıtlar genel olarak çeşitli hidrokarbonların karışımından oluşurlar ve basitçe
CmHn şeklindeki kapalı formüllerle gösterilirler. Ayrıca yakıtların bileşiminde az miktarda
oksijen, sülfür vb. maddeler bulunabilir. Yakıtların içerisindeki hidrojen oranı arttıkça
yakıtın ısıl değeri ve alev hızı artmaktadır. Yakıtların vuruntuya dayanımı ise oktan sayısına
bağlıdır ve oktan sayısı yükseldikçe yakıtın vuruntu dayanımı artmaktadır (Maly ve diğerleri,
1990; Kalghatgi, 1996; Karim ve Liu, 1992; Menrad ve diğerleri, 1982; Towers ve Hoextra,
1998). Yakıtların oktan sayısının yanı sıra kimyasal yapısı da vuruntu dayanımında etkili
olmaktadır. Kimyasal yapısı düz zincir şeklinde olan yakıtların vuruntu dayanımı, halka
35
şeklinde olan yakıtlara göre daha düşüktür. Bu nedenle Şekil 8’de kimyasal yapıları
gösterilen ve benzinin büyük bir kısmını oluşturan yakıtlardan izooktan halkalı bağ yapısına
sahip olduğu için düz zincirli yapıya sahip normal heptana göre daha yüksek vuruntu
dayanımına sahiptir.
(b)
Şekil 8. a) Normal heptanın ve b) İzooktanın kimyasal yapıları
Diğer taraftan yakıtın alev hızının artması yanma süresini kısalttığından art karışımın
tutuşması için yeterli süre kalmaz ve vuruntu olasılığı azalır. Benzinin vuruntu dayanımını
artırmak için içerisine çeşitli katkı maddeleri katılır. Bu katkı maddelerinin başında kurşuntetra-etil gelir. Ancak kurşunun çevreye ve insan sağlığına zararlı olması sebebiyle
günümüzde yüksek oktanlı kurşunsuz benzin kullanılmaktadır (Sezer, 2002). Ayrıca Tablo1’de verilmiş olan metanol, etanol, LPG, doğalgaz ve hidrojen gibi yakıtlar yüksek oktan
sayısına sahiptir ve benzinli motorlarda alternatif yakıt olarak kullanılırlar.
Tablo. 1 Buji ateşlemeli motor yakıtlarının özellikleri (Sezer, 2002; Bayraktar ve Durgun,
2004; Al-Baghdadi, 2003; Huang ve diğerleri, 2003).
Doğal
Özellikler
Benzin Metanol Etanol LPG
Hidrojen
gaz
Kimyasal formül
C6,9H14,6 CH3OH C2H5OH C3H8 CH4
H2
Mol ağırlığı (kg/kmol)
86-115
32,04
46,07
44,1
16
2,016
Yoğunluk (kg/m3 )
710-780
793
785
507
750
89,8
Buharlaşma ısısı (kJ/kg) 300-350 500-116
840
426
Alt ısıl değeri (kJ/kg)
44000
20000
26900 46400 55500 120000
Stokiometrik hava-yakıt
14,7
6,47
9
15,6
17,2
34,3
oranı
Oktan sayısı
91-95
106
105
112
120
LPG (Sıvılaştırılmış petrol gazı): Propan, Doğal gaz: Metan olarak kabul edilmiştir.
4.
SONUÇ ve ÖNERİLER
Sunulan çalışmada verilen bilgilerin ışığında aşağıdaki sonuçlar özetlenebilir.
 Vuruntu, yanma odası içerisinde art karışım bölgesinde basınç ve sıcaklığın kritik bir
değere ulaşması sonucunda meydana gelmektedir.
 Vuruntu, silindir içerisinde basınç ve sıcaklığın ani olarak yükselmesi sonucu motor
elemanlarının termik veya mekanik olarak zarar görmesine neden olmaktadır.
36
 Vuruntu olayı yanmanın bozulması sonucunda motor performansının ve veriminin
önemli ölçüde düşmesine neden olmaktadır.
 Vuruntu oluşumunda motorun tasarım ve işletme özellikleri önemli rol oynamaktadır.
Özellikle motor gücü ve veriminde belirleyici rol oynayan sıkıştırma oranı vuruntu oluşumu
ile sınırlıdır.
 Vuruntu oluşumunu önlemek önemli ölçüde kullanılan yakıt özelliklerine bağlıdır.
Yakıtın vuruntu dayanımını belirleyen en önemli parametre ise oktan sayısıdır. Oktan sayısı
yükseldikçe yakıtın vuruntu dayanımı artar.
 Ateşleme avansının biraz düşürülmesi vuruntuyu önleyebilir. Böylece sıkıştırma sonu
basıncı azalacağından dolgunun kendi kendine tutuşma olasılığı azalacaktır. Bu
uygulamanın; motor gücünün kısmen azalmasına ve yakıt sarfiyatının bir miktar artmasına
sebep olacağı unutulmamalıdır.
 Motorun iyi soğutulması da vuruntuyu önleyebilmektedir. Vuruntu meydana gelen
motorlarda soğutma sistemini harekete geçiren termostat ya da sensorun normalden birkaç
derece önce devreye girmesi vuruntu azaltabilmektedir.
 Sadece benzinli araçları için değil, tüm araçlar için temiz yakıtın kullanılması silindirler
içersinde kurum bırakmayacaktır. Böylece benzinli motorlar için erken ateşlemeye sebep
olan kurum meydana gelmeyecek ve vuruntuya fırsat tanımayacaktır. Ancak normal yaşam
koşulları içersinde yakıtın ne kadar temiz olduğunun kontrolü mümkün olamamaktadır.
Ancak motorda kullanılan benzinin yüksek oktanlı olması, vuruntuya karşı dayanımı
arttıracaktır.
 Vuruntunun, motorun düşük devirlerinde veya tam yükte oluştuğu durumlarda; vitesi
bulunduğu konumdan bir kademe aşağı çekmek faydalı olacaktır. Böylece motor devrinde
bir miktar yükselme olurken güç sabit kalacaktır. Hız ile moment ters orantılı olduğundan,
motorun döndürebilme yeteneği bu sayede biraz daha artacak ve fazla zorlanmamış olacaktır.
Ayrıca düşük viteste gaz kelebeğinde bir miktar daha kapanma meydana geleceğinden
silindire alınan yakıt–hava karışımı da azalmış olacak, sıkıştırma sonu basıncı buna bağlı
olarak düşecek ve vuruntunun kesilmesine neden olacaktır.
37
5.
KAYNAKLAR
[1] Al-Baghdadi, M.A.S., 2003. Hydrogen ethanol blending as an alternative fuel of spark
ignition engines. Renewable Energy, Vol.28: 1471-1478.
[2] Badr, O., Alsayed, N., and Manaf, M., 1998. A parametric study on the lean misfiring
and knocking limits of gas-fueled of spark ignition engine. Applied Thermal Engineering,
Vol.18 (7): 579-594.
[3] Bayraktar, H. and Durgun, O., 2004. Investigating the effects of LPG on spark ignition
engine combustion and performance. Energy Conversion and Management, Vol.43 (13-14):
2317-2333.
[4] Bood, J., Bengtsson, P.-E., Mauss, F., Burgdorf, K. and Denbratt, I., 1997. Knock in
spark-ignition engines: end-gas temperature measurements using rotational CARS and
detailed kinetic calculations of the autoignition process. SAE, Paper no: 971669.
[5] Briget, M.R., 2006. Phemona that determine knock onset in spark-ignited engines. MS
Thesis, Massachusetts Institute of Technology.
[6] Cowart, J.S., Haghgooie, M., Newman, C.E., Davis, G.C., Pitz, W.J., and Westbrook,
C.K., 1992. The intensity of knock in an internal combustion engine: experimental and
modeling study. SAE, Paper no: 922327.
[7] Brussovansky, S., Heywood, J.B., and Keck, J.C., 1992. Predicting the effects of air and
coolant temperature, deposits, spark timing and speed on knock in spark ignition engines.
SAE, Paper no: 922324.
[8] Fitton, J., and Nates, R., 1996. Knock erosion in spark-ignition engines. SAE, Paper no:
962102.
[9] Foin, C., Nishiwaki, K., and Yoshihara, Y., 1999. A diagnostic bi-zonal combustion
model for the study of knock in spark-ignition engines. JSAE Review, Vol.20: 401-406.
[10] Gerty, M.D., 2001. Effects of operating conditions, compression ratio, and gasoline
reformate on SI engine knock limits. MS Thesis, Massachusetts Institute of Technology.
[11] Heywood, J.B., 1989. Internal Combustion Engine Fundamentals. McGraw-Hill.
[12] Huang, Z., Shiga, S., Ueda, T., Nakamura, H., Ishima, T., Obokata, T., Tsue, M., and
Kono, M., 2003. Correlation of ignitability DI combustion fueled CNG and gasoline. Journal
of Automobile Engineering, Vol.217 (6): 499-506.
[13] Hudson, C., Gao, X., and Stone, R., 2001. Knock measurement for fuel evaluation in
spark ignition engines. Fuel, Vol.80: 395-407.
[14] Kalghatgi, G.T., 1996. Combustion chamber deposits and knock in spark engines-some
additive and fuel effects. SAE, Paper no: 962009.
[15] Kaneyasu, M., Kurihara, N., Katogi, K., and Tokuda, H., 1992. Engine knock detection
using multi-spectrum method. SAE, Paper no: 920702.
38
[16] Karim, G.A., and Liu, Z., 1992. A Predictive Model for Knock in Dual Fuel Engines.
SAE, Paper no: 921550.
[17] Kleemann, A.P., Menegazzi, P., Henriot, S. and Marchal, A., 2003. Numerical study on
knock for an SI engine by thermally coupling combustion chamber and cooling circuit
simulations. SAE, Paper no: 2003-01-0563.
[18] Lee, Y., Pae, S., Min K., and Kim, E.S., 2000. Prediction of knock onset and the
autoignition site in spark-ignition engine. Journal of Automobile Engineering, Vol.214 (7):
751-763.
[19] Liberman, M.A., Ivanov, M.F., Peil, O.E., Valiev, D.M. and Eriksson, L.-E., 2005.
Numerical modeling of the propagating flame and knock occurrence in spark-ignition
engines. Combust. Sci. and Tech., Vol.177: 151182.
[20] Maly, R.R., Klein, R., Peters, N., and König, G., 1990. Theoretical and experimental
investigation of knock induced surface destruction. SAE Paper no: 900025.
[21] Menrad, H., Haselhorst M., and Erwig W., 1982. Pre-ignition and knock behavior of
alcohol fuels. SAE, Paper no: 821210.
[22] Mogi, K., Hashizume, K., Arisawa, K., and Kobayasi, H., 1998. Analysis and avoidance
of pre-ignition in SI gasoline engine. JSAE Review, Vol.19: 9-14.
[23] Oppenheim, A.K., 1984. The knock syndrome-its cures and victims. SAE, Paper no:
841339.
[24] Podvoiski, A., 2000. Estimation of combustion chamber resonances for improved knock
detection in spark ignition engines. Proc. 18. CAD-FEM Users’ Meeting, Graf-ZeppelinHaus, Friedrichshafen, Germany, 20.-22. September.
[25] Safgönül, B., Ergeneman, M., Arslan E. ve Soruşbay C., 2008. İçten Yanmalı Motorlar.
Birsen Yayınevi.
[26] Samimy, B. and Rizzoni, G., 1996. Engine knock analysis and detection using timefrequency analysis. SAE, Paper no: 960618.
[27] Schapertöns, H. and Lee, W., 1985. Multidimensional modeling of knocking
combustion in SI engines. SAE, Paper no: 850502.
[28] Sezer, İ., 2002. Normal benzine metanol ve MTBE katılmasının buji ateşlemeli motorun
performansına ve eksoz emisyonlarına etkisinin deneysel incelenmesi. Yüksek Lisans Tezi,
Karadeniz Teknik Üniversitesi.
[29] Sinnerstad, K., 2003. Knock Intensity and torque control on an SVC engine. MS Thesis,
Linköpings Universitet.
[30] Soylu, Ş., 2001. Autoignition modeling of natural gas for engine modeling program: an
experimental and modeling study. PhD Thesis, Iowa State University.
39
[31] Stiebls, B., Schreiber, M. and Sakak, A.S., 1996. Development of a new measurement
technique for the investigation of end-gas autoignition and engine knock. SAE, Paper no:
960827.
[32] Sun, Z., Blackshear, P.L. and Kittelson, D.B., 1996. Spark ignition engine knock
detection using in-cylinder optical probes. SAE, Paper no: 962103.
[32] Syrimis, M., Shigara K., and Assanis, D.N., 1996. Correlation between knock intensity
and heat transfer under light and heavy knocking conditions in a spark ignition engine. SAE,
Paper no: 960495.
[33] Thomas, J-G., Dubuisson, B., and Dillies-Peltier, M-A., 1997. Engine knock detection
from vibration signals using pattern recognition. Meccanica, Vol. 32: 431-439.
[34] Topinka, J.A., 2003. Knock behavior of a lean-burn, hydrogen-enhanced engine
concept. MS Thesis, Massachusetts Institute of Technology.
[35] Towers, J.M. and Hoextra, R.L., 1998. Engine Knock, A renewed concern in
motorsports-a literature review. SAE, Paper no: 983026.
[36] Vinokurov, V.A., Kaminskii, V.A., Frost, V.A., and Kolesnikov, I.M., 2000. Modeling
of combustion process in internal combustion engine. Chemistry and Technology of Fuels
and Oils, Vol.36 (6): 408-415.
[37] Willand, J., Nieberding R-G., Vent, G., and Enderle, C., 1998. The knocking syndromeits cure and its potential. SAE, Paper no: 982483.
40
ALÜMİNYUM FAN KANATLARININ YORULMA MUKAVEMETİ
TAYİNİ İÇİN ÇOK NUMUNELİ EĞMELİ ÇEKİ-BASIYA ÇALIŞAN
YENİ BİR YORULMA MAKİNASI TASARIMI
Nurcan KUMRU1, İrfan AY2
ÖZET
Özellikle hafifliğin önemli olduğu otomotiv ve uçak sanayilerinde alüminyum ve
alaşımlarından yapılan parçalar ile alüminyum’dan yapılan rüzgar türbin ve fan kanatları,
çalışma esnasında çoğunlukla tekrarlı yüklemelere maruz kalmaktadır. Tekrarlı yüklemeler
ise yorulma kırılmasına neden olmakta ve yorulma kırılması da gevrek türde olduğundan
nerede ve ne zaman olacağı önceden bilinememektedir. Bundan dolayı alüminyumun
yorulma dayanımının bilinme ihtiyacı doğmuştur. Bu çalışmada soğuk hava depolarında
kullanılan alüminyumdan üretilmiş fanların eğilmeli çeki – bası gerilmesine maruz kalması
halinde yorulma dayanımını ölçecek, yüksek frekansta çalışacak, çok numuneli, R<0, R=0,
R>0 gerilme oranlarında çalışabilen bir test makinesi tasarlanmış ve imal edilmiştir. Bunun
için plaka alüminyumdan yapılan numuneler, hadde yönü ve ona dik yönlerde yeni yorulma
test cihazında yorulma testine tabi tutulmuştur. Elde edilen verilerle S-N eğrileri çizilmiştir.
Kullanılan alüminyum plakalarda, yöne bağlı olmanın (anisotropi) yorulma dayanımını fazla
etkilemediği görülmüştür.
Anahtar Kelimeler: alüminyum, yorulma mukavemeti, yorulma test makinesi, anisotropi
ABSTRACT
Especially in automotive and plane industries in which lightness is of great importance,
structural materials made of aluminium and its alloys and wind turbine and fan blades made
of aluminium are greatly subjected to cycling loadings during the service conditions. Cycling
loadings cause fatigue breaking and because fatigue breaking occurs in brittle type, it is
difficult to know beforehand where and when it will happen. Therefore, it is necessary to
know the fatigue endurance of aluminium. In this study, a test machine measuring fatigue
endurance, working under high frequency, with multi-specimens; fan blades made of
aluminium which are used in cold-storage depots when exposed to bending stress; which is
able to work in different stress ratios like R<0, R= 0 and R>0 has been designed and
constructed. For this, the samples made of aluminium plates, have been examined through
fatigue test on test apparatus in rolling and vertical ways. S – N curves have been drawn by
the experimental data gotten from fatigue test results. It has been seen that anisotropy in
aluminium plates did not have much affect on fatigue endurance.
Key Words: aluminium, fatigue strength, fatigue test machine, anisotropy
1. GİRİŞ
Günümüzde Alüminyum, dayanım/ağırlık oranının yüksek olması, ısı ve elektrik
iletkenliğinin iyi olması, korozyona dayanıklı, işlenebilme ve dökülebilme kolaylığı ve
1
2
Yrd. Doç.Dr., Celal Bayar Üniversitesi, Soma Meslek Yüksekokulu, 45500 Soma, Manisa.
Prof. Dr., Balıkesir Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Balıkesir.
41
yaşlanma ile dayanımının artırılabilmesi gibi pek çok özelliği dolayısıyla tercih
edilmektedir[1, 2]. Meşrubat kutuları olarak paketleme sektöründe; otomobil, uçak, tekne,
demiryolu vagonlarında çeşitli parçalar olarak taşıma sektöründe; pencere çerçeveleri, çatı
kaplaması olarak yapı ve konstrüksiyon sektöründe; mutfak kapları, mobilya, buzdolabı
olarak dayanıklı tüketim malları sektöründe; daha pek çok endüstrilerde hem döküm olarak
hem de hadde mamulü plakadan son ürün şeklinde kullanılmaktadır[2]. Alüminyum ve
alaşımları kullanıldığı bu yerlerde çoğunlukla tekrarlı yüklemelere maruz kaldıkları
bilinmektedir. Bu esnada doğan gerilmeler parçanın statik dayanımından küçük olmalarına
rağmen, belirli bir tekrar sayısından sonra, önce parça yüzeyinde bir çatlama ve bunu takip
eden kopma meydana gelir[3]. Yorulma kopmaları, hesaplanan gerilmeler elastik bölge
sınırları içersinde bulunmasına rağmen meydana gelir. Ancak bu olay düzensiz bir gerilme
dağılımı olan parçalarda daha sık ortaya çıkar[4]. Örnek olarak miller, bağlantı çubukları,
dişliler, fan kanatları gibi hareketli parçaları sayabiliriz. Makine parçalarındaki hasarların %
80’nin yorulma kopmalarından kaynaklandığı düşünülmektedir[3].
Çalışan makine parçalarının yorulma performansını pek çok parametre etkiler. Bunlar;
 Gerilme (gerilme genliği, gerilme oranı, sabit veya değişken olması),

Parça geometrisi ve parçanın fiziksel özellikleri (parça boyutu, gerilim arttırıcılar,
esas metal ve kaynak bölgesinin metalürjik yapısı)
 Dış çevre (sıcaklık ve korozif ortam)[5].
Döküm alüminyum alaşımları, ikinci faz partikülleri, çökeltiler veya katkı partiküller
içerirler[6]. Bu yüzden çökelme yoluyla sertleştirilmiş alüminyum alaşımlarının yorulma
özelliklerinin kötü tarafı, tekrarlı yükleme durumunda metalürjik yapılarının metastabl (yarı
kararlı) olmasıdır. Çünkü, özellikle lokal gerilmeler, çatlama işlemini hızlandıran, “artık
gerilim” birikimine yol açan ve kayma bantlarını bertaraf etmesi sebebiyle zararlıdır[2].
Hadde mamulü alüminyumlarda ise anisotropi, mekanik özellikleri etkileyebilir. Çalışmaya
konu olan soğuk hava depolarındaki “fan kanatları” hem döküm hem de hadde mamulü
plakalardan üretilmektedirler.
Bu çalışma, soğuk hava depolarında ve rüzgar türbinlerinde kullanılan ve alüminyumdan
yapılan “fan kanatları” nın yorulma özelliklerini incelemeyi amaçlamıştır. Tüm
malzemelerin yorulma testlerinde en önemli zorluklardan birisi, bu testin uzun zaman
almasıdır. Pek çok yorulma testi makinesi tek numune ile çalışır. Bu zorluğun üstesinden
gelmek için numuneyi eğilmeye zorlayan, çok numuneli yüksek frekanslı bir yorulma
makinesi tasarlanıp imal edilmiştir. Ayrıca bu yeni imal edilen test cihazında, alüminyum
levhaların hadde yönü ve ona dik yönlerindeki numuneleri için yorulma testi yapılmış, elde
edilen verilerden S – N eğrileri çizilmiş ve yorumlar yapılmıştır.
2. MATERYAL VE METOD
2.1. Yorulma Test Ekipmanı
Yeni tasarlanan yüksek devirli ve çok numuneli eğilme yorulması test cihazı Şekil 1 ve
2’de görülmektedir. Bu makine esas olarak 3 bölümden meydana gelmiştir.
a) Motor-şasi ve ekipmanları
b) Numune tutucular
c) Yardımcı ekipmanlar
1. Kontrol panosu
2. Devir sayıcı sensörler
42
Şekil 1. Yorulma test makinesinin ön görünüşü ( şematik ).
Şekil 2. Yorulma test makinesinin sol yan ve üst görünüşü ( şematik ).
Burada; 1. Şasi 2. Elektrik motoru
3. V kayışı
4. Kasnak ve kavrama sistemi
5. Ana miller
6. Rulmanlı yataklar
7. Kızaklı numune bağlama aparatları
8. Test
numuneleri
9. Vidalı yükseklik ayarlama ayağı
10. Titreşim söndürücü tamponlar
11. Manyetik bobinler 12. Ayırıcı kapı otomatikleri
2.1.1.Motor-Şasi ve Ekipmanları
Test makinesi, U demirinden (100 x 50 x 6 mm = UPN100) yapılmış şasi üzerine
oturtulmuş bir “elektrik motoru” içermektedir. Motorun gücü 2,2 KW, devri ise 2880
d/dak.’dır. Bir V kayışı ile 1/1 oranındaki kasnakla motor devri, şasi üzerine yataklanmış ana
millere aktarılmaktadır. “Kasnak” hem ana millere yataklık etmekte, hem de millere hareket
vermektedir. Kasnağın iki yanındaki kavrama ile iki yöne hareket dağılmaktadır. İsteğe bağlı
olarak bir “ayırıcı kol” vasıtasıyla bir tarafın hareketi kesilip, diğer taraf çalışmaya devam
edebilir. Ana millerin uç kısımlarında 7,5 mm’lik sabit eksen kaçıklığı vardır. Buna karşılık
numunelerin bağlandığı kısım, kızaklı yapılarak, mesnet noktalarının uzaklığına göre
zorlanma miktarı değiştirilebilmektedir.
Numuneler, “kızaklı sistem”lere (Şekil 3) bağlanmıştır. Hareketini mafsallı kollar
yardımıyla ana millerin ucundaki sabit 7,5 mm’lik eksantrik çıkıştan almaktadır. Eksantrik
mil ve mafsal noktalarında rulmanlı yatak kullanılmıştır. Böylece yüksek devir dolayısıyla
43
sürtünme sonucu oluşacak ısı problemi giderilmiştir. Kızaklı sistem, orta kısımdan ana
şaseye yine rulmanlı yatak vasıtasıyla ön yüzeyi düz olacak şekilde yataklanmış, numune
bağlama aparatının o noktadan serbestçe geçmesi sağlanmıştır. Kızaklı sistemin bir ucu,
eksantrik çıkış ucuna bağlı kolla mafsallı, diğer ucu da serbest salınım hareketi yapmaktadır.
Numune serbest salınım yapan uca, salınım yayının iç kısmında kalacak şekilde
bağlanmaktadır. Bunda amaç, salınım esnasında ortaya çıkan daire dilimleri dolayısıyla
numuneyi ayrıca ek bir çekme gerilmesine maruz bırakmadan, sadece eğmeye çalışmasını
sağlamaktır.
Şekil 3. Numunelerin bağlandığı kızaklı sistemlerin ön ve sol yan görünüşleri.
2.1.2.Numune Tutucular
Numune bağlama sisteminin üst kısmı (Şekil 4-a), vidalı yükseklik ayar ayağına
bağlanmıştır. Böylece hem sağa/sola kaydırılabilinir, hem de elektriksel açıdan yalıtılmış
vaziyete gelir. Numune bu şekilde istenildiğinde sadece basıya, sadece çekiye veya tam
değişken zorlamaya maruz kalabilecektir. Numune bağlama sisteminin alt kısmı (Şekil 4-b)
ise poliamid malzemesinden yapılmıştır. Bu malzemeden yapılmasının iki amacı vardır.
Birincisi salınım esnasında ağır kütle etkisi yapıp, titreşimi arttırmaması, ikincisi de
numuneyi elektriksel bakımdan makinenin diğer kısımlarından yalıtmaktır. Böylece numune
koptuğu anda optik sensörlerin görmesini engellemekte ve kopan uç kısımları “ayırıcı”
olarak görev yapan “kapı otomatik”lerini devreye sokmaktadır. Başka bir deyişle “deney
numuneleri” aynı zamanda elektrik düğmesi görevini yapmaktadır. Numunenin salınım
yapan ucu, kızaklı sisteme mafsallı olacak şekilde bağlanmıştır. Aksi takdirde numunenin alt
kısmını eğmeye çalışan kuvvetin dikliği kaybolduğu anda kırılma, numunenin üst kısmında
“yorulma kopması” şeklinde olmayıp, alt kısımdan zorlamayla birlikte “darbe” sonucu
olacaktır.
(a)
(b)
Şekil 4. Numunelerin üst ve alt bağlama sistemleri.
44
Şekil 5. Yorulma test makinesinin sol yan görünüşü.
Şekil 6. Yorulma test makinesinin üst görünüşü.
45
2.1.3.Yardımcı Ekipmanlar
2.1.3.1.Kontrol panosu
Kontrol panosunda, motoru 0 Hz’den 50 Hz’e çıkartan bir “frekans ayarlayıcısı”
vardır. Ayrıca acil durumlar için “Acil durum butonu”, elektriği açma/kapama düğmesi ve
numunelerin kopma durumunu gösteren “LCD ekran”ı mevcuttur.
2.1.3.2.Devir sayıcı sensörler
Genel amaçlı devir sayıcı devresi tasarlanmıştır. Bu sayıcı ile 3000 d/dak.’ya kadar
devirler hatasız olarak ölçülebilmektedir. Sayıcı devre girişleri, direkt olarak numune
üzerinden gelen 12 Volt’luk bir kare dalga ile çalışır. Mekanik düzenekte bulunan
“proximity sensörler”, kapasitif olarak önündeki metal parçayı gördüklerinde “sinyal”
verecek şekilde yerleştirilmişlerdir.
2.1.3.3.Yazılım
Sayıcı ve ana kontrol ünitesinin yazılımları “PIC BASIC PROTHON PLUS” adlı
“BASIC” dili derleyicisi ile yazılmıştır. Daha sonra yazılan program MICROCHIP
firmasının “assembler” derleyicisi ile “hexdecimal” kodlara çevrilip mikroişlemcilere
programlanmıştır.
Prototip devre öncelikle “PROTEUS” adlı elektronik devre “simülatör” programı ile
oluşturulmuştur. Böylelikle yazılımda oluşabilecek hatalar önceden belirlenip gerekli
müdahaleler yapılmıştır. Gerçek devrenin yapımı aşamasında prototip devrenin çizilmesi ve
devredeki detayların ana board üzerinde yer alması için “EAGLE” adlı elektronik çizim ve
“PCB” tasarım programından faydalanılmıştır.
3.
TEST NUMUNELERİNİN HAZIRLANMASI
3 mm kalınlığında hadde ürünü “plaka alüminyum” piyasadan temin edilmiştir.
Kimyasal kompozisyonu Tablo 1’deki gibidir.
Tablo 1. Plaka Alüminyumun kimyasal içeriği (% Ağırlıkça).
ISO
STANDARDI
Si
Fe
Cu
Mn
Mg
Zn
Ti
Al
SERTLİK
Al 99.5
0,065
0,196
0,006
0,117
0,002
0,004
0,0157
99,595
41,2 HV
Her malzemenin işletme şartlarındaki yorulması farklılık gösterdiğinden, özel
durum ve malzemeler için standartlar olmasına rağmen, genel bir yorulma standardı henüz
oluşmamıştır[7]. Yorulma numuneleri çalışma şartlarına uygun veya yakın şekilde
yorulmaya tabi tutulurlar. Bu nedenle bu çalışmada fan kanatlarının çalışmasına en uygun
pozisyon, onları levha gibi kabul edip “rüzgar kuvveti” nin onları eğilmeye çeki-bası
şeklinde zorlayıp yorulduğunu düşünmektir[8]. Bu nedenle, hadde ürünü alüminyum plaka
önce haddeleme yönünde, sonra da ona dik olan doğrultuda giyotin makasla kesildi. Son
ölçüye getirmek için frezede işlendi ve ucuna 10,5 mm çapında delik açılarak Şekil 7’deki
yorulma test numunesi boyutlarına getirildi.
46
Şekil 7. Yorulma test numunesi boyutları (ölçüler mm’dir).
4. YORULMA TESTLERİ
Yorulma testi esnasında numunenin yorulduğu bölgedeki “ısınma problemi”, kompozit
ve metallerde farklı farklıdır. Kompozitlerde ısınma sorunu yaşanmakta ve test frekansı 10
Hz’den aşağı değerlerde tutulmak zorundadır. Araştırma grubumuzun kompozitler üzerinde
yaptığı çalışmalarda, test frekansı 2 Hz olarak alındığı literatür araştırmasında görülebilir[8,
9]. Oysa metallerde ısınma 2000 C’a kadar olsa dahi, yorulma mukavemetine etkisi olmaz
[5]. Zaten yaptığımız bu çalışmada cihazın çalıştığı 50 Hz’de, yorulma esnasında numunenin
bağlantı noktasında yüksek sıcaklık gözlenmemiştir. Literatürde metaller için 100 Hz’e kadar
sıcaklık problemi olmaksızın yorulma testleri yapılabileceği belirtilmektedir [3].
Yorulma deneyi sırasındaki “test parametreleri” aşağıdaki şekilde alınmıştır.






Test frekansı: 50 Hz
Test ortam sıcaklığı: Oda sıcaklığı ( 200 C)
Numune boyutları : Plaka numuneler 25 x 200 x 3 mm
Isıl işlem durumu : Numunelere herhangi bir ısıl işlem uygulanmamıştır
Malzeme : 3mm kalınlığında alüminyum plaka (Al 99.5)(-hadde yönünde ve ona dik
yönde)
Gerilme: Zıt yönlü, tam değişken düzlemsel eğme gerilmesi
Yorulma deneylerine başlamak için “başlangıç yükü” nün belirlenmesi gerekir. Bunun
için numunelere “üç noktadan eğme” testi uygulanmıştır. Bu test için ISO 7438 : 2005(E)
(Metallic Materials – Bend Test) Standardına [10] uygun hadde yönünde ve ona dik yönde
olmak üzere yedişer adet test numunesi hazırlanmıştır (Şekil 7). Sonra üç noktadan eğme
testi yapılmıştır (Şekil 8). Gerilme - % ε eğrileri çizdirildi. Çizdirilen eğrilerdeki plaka
alüminyumların hadde yönü ve ona dik şekilde olanları için max. eğme yükleri esas alınarak,
max. gerilme değerleri;
Eğ .Max . 
3FL
2BH 2
(Denklem 1)
denkleminden hesapla bulunmuştur. Bu değerler Tablo 3.2’de gösterilmiştir. Burada;
σeğ.max
F
L
B
H
= Max.eğme gerilmesi(MPa)
= Max. Kopma yükü(N)
= Destek mesafesi(mm)
= Numune genişliği(mm)
= Numune kalınlığı (mm)
ifade etmektedir [7].
47
Şekil 8.Üç noktadan eğme test numunesi boyutları (ölçüler mm’dir).
Şekil 9. Plaka numunenin üç noktadan eğme testi.
Tablo 2. Üç noktadan eğme deneyi sonuçları.
Numune
Genişlik
(B)
(mm)
Yükseklik
(H)
(mm)
Maksimu
m
Yük (F)
(N)
Max.Gerilme
(σf)
(MPa)
Plaka En1
Plaka En2
Plaka En3
Plaka En4
Plaka En5
Plaka En6
Plaka En7
Plaka Boy1
Plaka Boy2
Plaka Boy3
Plaka Boy4
Plaka Boy5
Plaka Boy6
Plaka Boy7
20
20,03
20,04
19,98
19,98
20,01
19,95
19,96
20,04
19,94
19,87
19,98
20,04
19,93
3
3,02
3,01
3,02
3
3,01
3,01
3,02
3,01
3,03
3,01
3,03
3,03
3,03
896,25
907,5
917,5
1016,25
948,75
978,75
961,25
973,75
1070
1070
1006,25
1041,25
1037,5
1010
365,968
365,123
371,417
409,9
387,794
396,806
390,883
393,152
433,152
429,596
410,83
417,216
414,469
405,71
Ort. Gerilme
(σf)
(MPa)
383,9844
414,875
Yorulma genlik değerlerine, max. eğme gerilmesinin karşılığı 1(bir) çevrim esas
alınarak başlanmıştır (Tablo 2). 1000 tekrar sayısının altındaki değerlerde meydana gelen
48
yorulma kopmaları, statik kopma sayılmış, değerler hesaba katılmamıştır. İlk basamakta
10mm lik bir sehimle başlanmış, buna karşılık gelen yük ve gerilmeler Şekil 10’da
görüldüğü gibi bir düzenekle ölçülmüştür. Okunan yük ve gerilme değerleri Tablo 4’te
gösterilmiştir. Sonraki basamaklarda genlikler %20 azaltılarak devam edilmiştir(Tablo 3). Bu
şekilde 10 basamak olarak belirlenen genliklerin her birinde ortalama (5) beşer adet numune,
yorularak kırılmıştır.
Tablo 3. Plaka alüminyum numuneleri için yorulma genlik değerleri.
MALZEME (Al 99.5)
Basamak
Plaka
enine-boyuna
(mm)
1
10
2
8
3
6,4
GENLİKLER (mm)
4
5
6
7
5,2 4 3,2 2,5
8
2
9
1,6
10
1,3
Şekil 10. Sehim ölçme test düzeneğinin şematik resmi.
Tablo 4. Sehim ölçme test düzeneğinden elde edilen sonuçlar.
BOYUNA PLAKA
Sehim Yük
Yük
Gerilme
mm
Kg
N
N/mm2
10,00
2,65 25,997
102,646
8,00
2,15 21,092
83,279
6,40
1,55 15,206
60,038
5,20
1,25 12,263
48,418
4,00
1,00
9,810
38,734
3,20
0,75
7,358
29,051
2,50
0,60
5,886
23,241
2,00
0,45
4,415
17,430
1,60
0,40
3,924
15,494
1,30
0,30
2,943
11,620
Sehim
mm
10,00
8,00
6,40
5,20
4,00
3,20
2,50
2,00
1,60
1,30
ENİNE PLAKA
Yük
Yük
Kg
N
2,55 25,016
2,05 20,111
1,50 14,715
1,20 11,772
0,95
9,320
0,70
6,867
0,60
5,886
0,45
4,415
0,40
3,924
0,30
2,943
Gerilme
N/mm2
98,773
79,405
58,102
46,481
36,798
27,114
23,241
17,430
15,494
11,620
Eğilme yorulması testleri Bölüm 2.1’de detayları anlatılan ve tarafımızdan imalatı
yapılan yorulma test makinesinde gerçekleştirilmiştir. Deneyler süresince yaklaşık 50’den
fazla numune sadece hadde yönündeki alüminyum plaka için yorulmaya tabi tutulmuş,
numunelere şekilden de görüldüğü gibi tam değişken eğmeli çeki-bası yükleri uygulanmıştır.
Yorulma testlerine numuneler kırılıncaya kadar veya 106’yı geçinceye kadar devam edilmiş
49
ve sonuçta plaka alüminyum’un her iki yönü için Wöhler (S – N) eğrileri çizdirilmiştir. Her
bir S – N eğrisi eldesi için 10 farklı nokta, her bir nokta için ise yaklaşık 4 - 6 parça
kırılmıştır. Alüminyum malzemelerde literatürde de bahsedildiği gibi yorulma sınırı
gözlenemediğinden her bir numune için ortalama 107 çevrime kadar da gelinmiştir.
Yorulma testleri sonucu kırılan parçalardan elde edilen veriler Tablo 5’te görülmektedir.
Elde edilen S – N eğrileri ise Şekil 11 – 13’te çizdirilmiştir.
Tablo 5. ENİNE ve BOYUNA numuneler için S – N verileri.
S-N VERİLERİ
ENİNE NUMUNELER
ORTALAMA
ÇEVRİM GERİLME
ÇEVRİM
(N/mm2)
SAYISI
1
383,984
1 çevrim
1108
1652
98,773
1854
1963
2274
2274
3070
4045
79,405
5261
6057
6082
7052
9563
11213
58,102
11930
12589
13120
13165
14111
14765
46,481
16312
15677
18244
18765
23278
24180
36,798
27465
27151
31322
31395
32174
32205
27,114
35287
34668
36344
41044
51280
62896
23,241
68705
73159
76977
79211
254786
304423
17,43
368915
314134
455301
515933
BOYUNA NUMUNELER
ORTALAMA
ÇEVRİM GERİLME
ÇEVRİM
(N/mm2)
SAYISI
1
414,875
1 çevrim
1645
1998
102,646
2066
2077
2222
2390
3466
4620
83,279
5518
5528
6491
7486
8039
8811
60,038
9556
9853
10427
10649
12497
12619
48,418
13807
13489
14040
16390
27171
29164
38,734
29939
30476
30833
32049
42723
44257
29,051
45020
44647
44880
48593
94350
99368
23,241
101247
102337
104114
106068
465478
498861
17,43
520457
500487
545784
591676
50
1186864
1304576
1589473
1667932
1836201
3328553
6968361
9382195
10489276
10624187
15,49
1517009
11,62
8158514
1280176
1403949
1968412
2005168
2125308
7261948
9845908
10360059
10662578
10873874
15,494
1756603
11,62
9800873
ENİNE NUMUNELER
100
90
80
G ERİL M E (M Pa)
70
60
50
40
30
20
10
0
1.000
10.000
100.000
1.000.000
10.000.000
ÇEVRİM SAYISI
Şekil 11. ENİNE numuneler için ortalama çevrim sayıları ile elde edilen S – N eğrisi.
BOYUNA NUM UNELER
100
90
80
GERİLME (MPa)
70
60
50
40
30
20
10
0
1.000
10.000
100.000
1.000.000
10.000.000
ÇEVRİM SAYISI
Şekil 12. BOYUNA numuneler için ortalama çevrim sayıları ile elde edilen S – N eğrisi.
51
BOYUNA
ENİNE
Üs (BOYUNA)
Üs (ENİNE)
110
100
90
GERİLME (MPa)
80
70
60
50
40
30
20
10
0
1.000
10.000
100.000
1.000.000
10.000.000
ÇEVRİM SAYISI
Şekil 13. Plaka numuneden enine ve boyuna doğrultularda kesilen numunelerin S – N
eğrilerinin karşılaştırılması.
5.
SONUÇLAR VE TARTIŞMA
Yorulma testlerinin en büyük zorluğu, özellikle küçük genliklerde kırılma süresinin
oldukça büyük olmasıdır. Bunu telafi edebilmek için genellikle ya çalışma frekansının büyük
olmasına ya da aynı anda birden fazla numune test edilmeye çalışılır. Çalışma frekansının
belirlenmesinde, genellikle gerçekte yorulmaya maruz kalan parçanın gerçek koşullarına
uyulmaya çalışıldığından geliştirilen yorulma test makinesinde, maksimum 50 Hz’e kadar
istenilen çalışma frekansında, aynı anda 4 numune test edilerek büyük oranda bu zorluğun
üstesinden gelinmiştir. Tek bir numunenin 50 Hz çalışma frekansında 107 çevrim sayısına
ulaşması için yaklaşık 2,5 gün gerekmektedir. On noktalı ( her bir nokta için 5 adet numune)
bir S – N eğrisinin elde edilebilmesi için 10. noktada 107 çevrim sayısına ulaşıldığı
düşünülürse sadece 5 numune için 12.5 gün gerekir. Numune değiştirme zamanlarıyla
birlikte 15 gün kabul edilirse ve diğer daha küçük genliklerdeki numuneler için de yaklaşık
15 gün düşünülürse 1 aylık bir sürede 50 adet numune test edilebilir. Oysa bu yeni test
makinesi ile aynı miktar numunenin test süresi ¼ azalarak yaklaşık 7 güne iner.
S-N eğrilerinin çizimi için başlangıçta kullanacağımız gerilme için alüminyum plakanın
hem boyuna hem de ona dik yöndeki numuneleri için ISO 7438:2005(E) (Metallic Materials
– Bend Test) standardına uygun olarak 3 noktadan eğme testleri yapılmıştır. Böylece max.
eğme mukavemet değerleri elde edilmiştir. Max. eğme mukavemet değerleri hadde yönü
numuneler için 414,875 MPa, hadde yönüne dik numuneler için 383,9844 MPa bulunmuştur
(Tablo 2). Bu değerler S-N eğrisinde 1 çevrime karşılık gelen yorulma mukavemet değeri
olarak kabul edilmiştir. 1000 tekrar sayısının altındaki değerlerde meydana gelen yorulma
kopmaları, statik kopma sayıldığından 10 mm sehime karşılık gelen gerilme değerinden
başlayarak, 10 noktanın her biri için %20 azaltılarak genlik değerleri karşılığı bulunmuştur.
Sonunda S-N eğrileri tamamlanmıştır. Alüminyum metalinde yorulma sınırı 1000 000
çevrimde hala aşağıya doğru meylettiğinden, sadece 1000 000 çevrime karşılık gelen
yorulma mukavemet değerleri enine numuneler için 17,092 MPa, boyuna numuneler için
17,811 MPa bulunmuştur (Tablo 6). Bu iki değer arasındaki fark 0,719 MPa, % 4,2’ye
karşılık gelir ki, bu alüminyum plakaların yorulma mukavemet değerlerinden, yöne
bağımlılığının etkisinin çok fazla olmadığını gösterir.
52
Deneysel yorulma eğrileri (Şekil 11-12-13) Denklem 2’deki formül ile açıklanmaya
çalışılır[11, 12].
Sa  A(Nf )B
Burada
(Denklem 2)
Nf : Çevrim sayısı
Sa : Gerilme genliği (MPa)
A, B : Malzeme katsayıları
Tablo 6’da 1000 000 çevrime karşılık gelen yorulma mukavemet değerleri
görülmektedir. Regrasyon katsayısı (R2) uygun kabul edilmektedir. Enine ve boyuna
numuneler için S-N eğrileri çizilmiş ve birbirleriyle kıyaslanmıştır (Şekil 11-12-13).
Tablo 6. Nf = 106 çevrimine karşılık maksimum gerilme değerleri.
Grup
ENİNE
BOYUNA
R2
0,9491
0,9609
Sa=A(Nf)-B
Sa = 442,4(Nf)-0,2355
Sa = 479,17(Nf)-0,2383
A
442,4
479,17
B
-0,2355
-0,2383
Nf
1.000.000
1.000.000
Sa
17,092
17,811
Son yıllarda çok önemli parçaların yorulma özellikleri, standart numune kullanma
yerine, parçaların şekli, boyutları, malzemesi ve çalışma şartları göz önüne alınarak
yapılmaktadır. Gerçek işletme şartlarında çalışan fan kanatlarının yorulma davranışları, esas
itibariyle rüzgar kuvvetlerinin itme etkisi sonucu oluşmaktadır. Bu gerçek işletme şartları,
yeni yapılan çok numuneli yorulma test cihazımızda test yaparken numuneye uygulanan
kuvvetler ile tam uyum sağlamaktadır. Bu yüzden bu yeni test cihazından elde edilen
sonuçlar, alüminyum fan kanatlarının gerçek şartlarındaki yorulma davranışına çok yakın,
doğru ve güvenilir değerler olarak kabul edilebilir[11,12].
6.
SONUÇLAR
Tarafımızdan dizayn ve imal edilmiş olan yeni, çok numuneli, tam değişken yüklemeli,
eğmeli çeki-bası şeklinde çalışan yorulma test cihazı ile aşağıdaki sonuçlar elde edilmiştir.
1. Makine bir defada 4 numuneyi aynı anda test edilebildiğinden, toplam test zamanı
önemli ölçüde azalmıştır. Metallerin yorulmasında bu durum çok önemli bir kazançtır.
Yorulma makinesi ayakları ve motor bağlantı pabuçları altına sönümleyici parça
koymakla, titreşim minimuma indirilmiştir. Yüksek devirlerde çalışan makinelerde bu durum
çok önemlidir.
Test esnasında, deneysel veri ve parametreler PIC BASIC PROTHON PLUS adlı
BASIC dili yazılımı sayesinde monitörden izlenebilmektedir.
Bu yorulma makinesinde tek bir gerilme oranından ziyade, farklı gerilme( R= - 1, R=0
ve R= 1) oranları elde edilebilmektedir.
Bir frekans ayarlayıcısı yardımı ile devir 0 Hz ile 50 Hz arasında ayarlanabilmektedir.
53
2. Özellikle yüksek devirlerde çalışan yeni test makinesinin, eğmeli çeki-basıya çalışan
işletme şartlarındaki metal parçalarının yorulma dayanımlarının tespitinde kullanılabileceği
kanıtlanmıştır.
3. Plaka alüminyumdan yapılan fan kanatlarının hadde yönünde ve bu yöne dik yöndeki
numunelerinde yorulma mukavemet değerleri arasındaki fark % 4,2 kadar bulunmuştur.
Buradan da açıkça görülmektedir ki bu plakalarda, yöne bağlı olmanın (anisotropi) yorulma
mukavemeti üzerinde önemli ölçüde etkili olduğu söylenemez.
Acknowledgements : Bu çalışma Celal Bayar Üniversitesi tarafından desteklenmiştir.
Ayrıca malzeme ve işçilik desteklerinden dolayı Dinçer ÖZER ve ÖZER TORNA (SomaTürkiye) teşekkür ederiz.
54
7.
KAYNAKLAR
[1] WANG, Q. G.; APELİAN, D.; LADOS, D. A. “Fatigue behavior of A356-T6 aluminum
cast alloys. Part I. Eff.ect of casting defects” Journal of Light Metals 1 (2001) 73±84.
[2] POLMEAR, I. J. “ Light Alloys Metallurgy of The Light Metals” Arnold, a division of
Hodder Headline PLC, 338 Euston Road, London NW1 3BH 1995.
[3] KAYALI, E. SABRİ; ENSARİ, CAHİT; DİKEÇ, FERİDUN “Metalik Malzemelerin
Mekanik Deneyleri” İ.T.Ü. Metalürji ve Malzeme Bölümü 1978.
[4] WEISSBACH, WOLFGANG (ANIK, SELAHADDİN; ANIK, E. SABRİ; VURAL,
MURAT)“Malzeme Bilgisi ve Muayenesi” Birsen Yayınevi 1998.
[5] KUMRU, NURCAN “Metalik Malzemelerde Yorulma Dayanımını İncelemek İçin
Kullanılan Yorulma Makineleri” SOMA Meslek Yüksekokulu Teknik Bilimler Dergisi
4.Sayı 2005/2.
[6] TENG-SHIH SHIH, QUIN-YANG CHUNG “Fatigue of as-extruded 7005 aluminum
alloy” Materials Science and Engineering A348 (2003) 333–344.
[7] KUMRU, N. “ETİAL-141,145 ve 160 Tipi Döküm Alüminyum İle Plaka Tipi
Alüminyum Malzemeler İçin Yorulma Makinası Tasarımı Ve Eğilmeli Yorulma
Davranışlarının İncelenmesi.” T.C. Celal Bayar Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine
Mühendisliği Anabilim Dalı Doktora Tezi, 2007.
[8] SAKİN, R. “Bilgisayar Destekli, Çok Numuneli Eğilme Yorulması Test Cihazı Tasarımı
Ve Cam-Fiber Takviyeli Polyester Kompozitlerde Eğilme Yorulması Davranışının
İncelenmesi”,Balıkesir Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Mühendisliği Anabilim
Dalı Doktora Tezi, 2004.
[9] AY, İ.; SAKİN, R.; OKOLDAN G. “An improved design of apparatus for multispecimen
bending fatigue and fatigue behaviour for laminated composites”
Materials & Design 2008:(29):397-402.
[10] ISO 7438 “Metallic Materials – Bend Test”.
[11] SAKİN, R.; AY, İ.; YAMAN, R. “An investigation of bending fatigue behavior for
glass-fiber reinforced polyester composite materials” Materials & Design 2008 :(29):212217.
[12] SAKİN, R.; AY, İ. “Statistical analysis of bending fatigue life data using Weibull
distribution in glass-fiber reinforced polyester composites” Materials & Design 2008.
55
ACIGÖL(DENİZLİ) PLAYA GÖL HAVZASINDAKİ GÜNCEL GÖL
TORTULLARININ SEDİMANTOLOJİSİ VE MİNERALOJİSİ
SEDIMENTOLOGY AND MINERALOGY OF RECENT LAKE
SEDIMENTS IN ACIGÖL (DENİZLİ) PLAYA LAKE BASIN
Ümran PEKUZ1
ÖZET
Çalışma alanı, Denizli iline bağlı Çardak-Dazkırı ilçeleri arasında yeralan playa tipi bir
göl olan Acıgöl’dür. Acıgöl kuzey ve güney kenarından normal faylarla sınırlanmış bir
graben havzasıdır.
Acıgöl playa tipi göl havzasındaki temel kayaçlar allokton ve otokton konumludurlar.
Havzanın güney kenarında Triyas-Jura yaşlı dolomitik kireçtaşları ve Jura-Kretase yaşlı
kireçtaşları otokton kaya birimleridir. Allokton kaya birimleri Likya naplarına ait ofiyolitik
kaya bileşenlerinden oluşmaktadır. Acıgöl havzasının kuzey kenarı boyuncada EosenOligosen yaşlı Çardak formasyonu temel kayaçları oluşturmaktadır. Temel kayaçların
üzerinde uyumsuz dokanakla eski gölsel tortullardan oluşan Geç Miyosen-Pliyosen yaşlı
Çameli formasyonu gelmektedir. Çameli formasyonu manyezit içerikli dolomitik
kiltaşlarından oluşmaktadır. Bu birimlerinde üzerinde ekonomik yönden önemli evaporitik
mineraller (Tenardit,Mirabilit) içeren güncel göl tortulları yeralmaktadır.
Bu çalışmada Playa göl havzasının çamur düzlüğünde 5 ayrı yerden açılan yarmalarla
ölçülü kesitler yapılmıştır. Bu kesit güzergahlarına Çardak kesiti (K1), Gemiş kesiti (K2),
Gemiş kesiti (K3), Kaynaklar kesiti (K4) ve Dazkırı kesiti (K5) adları verilmiştir. K1 kesiti
4m yüksekliğindedir. İstifin alt seviyeleri kumlu çakıldan oluşmaktadır. Daha üst seviyelerde
organik maddece zengin oksitlenmiş dolomitik çamur seviyesi yer almaktadır. Kesitin daha
üst bölümünde ince jips kristalli çamurlar bulunmaktadır. İstifin en üst seviyelerinde ise
çamur arakatkılı evaporitik bileşenler (mirabilit,tenardit) yeralmaktadır. K2 kesitinin
yüksekliği 3.5m’dir. Kesitte alttan üste doğru organik maddece zengin kumlu çamur,
dolomitik çamur, merceksi jips kristalli çamur, çamurlu mirabilit kristalli ve toz halinde
tenardit seviyeleri bulunmaktadır. K3 ölçülü kesiti 4m yüksekliğindedir. Bu kesitte alttan
üste doğru dolomitik çamur, kumlu çamur, merceksel jips-anhidrit kristalli çamur, çamurlutuzlu (Halit), mirabilit-kayatuzu(Halit)-kalsit kristalli, toz halde tenardit seviyelerinden
oluşmaktadır. K4 kesitide 3m yüksekliğinde olup alttan üste doğru kumlu çakıl, çakıllı kum,
kalsit-aragonit içerikli çamur, kalsit kristalli çamur, çamurlu tenardit seviyelerinden
oluşmaktadır. K5 kesitinde de alttan üste doğru kumlu çakıl, organik maddece zengin
dolomitik çamur, jips-anhidrit kristalli çamur, organik maddece zengin kuruma çatlak yapılı
çamur seviyeleri bulunmaktadır.
Acıgöl playa gölü havzasındaki güncel tortullar içerisinde evaporitik minerallerin
(Tenardit,Mirabilit,Bloedit,Jips,Anhidrit,Halit,) yanı sıra kuvars,feldispat ve simektit grubu
kil mineralleri tesbit edilmiştir.
Anahtar kelimeler: Playa gölü, güncel göl tortulları, evaporit mineralleri
1
Öğr. Grv. Süleyman Demirel Üniversitesi, Müh-Mim Fak., Jeoloji Müh. Böl., ISPARTA.
56
ABSTRACT
Study area was Acıgöl which is a playa lake located between Çardak-Dazkırı districts of
Denizli province. Acıgöl is a graben basin surrounded by normal faults from northern and
southern edges.
Basement rocks in Acıgöl playa lake basin are allochthonous or autochthonous. In
southern edge of the basin, Trias-Jura dolomitic limestones and Jurassic-Cretaceous
limestones are autochthonous rock units. Allochthonous rock units are composed of
ophiolitic rock components of Lycian nappes. Eocene- Oligocene Çardak formation
basement rocks are the basement rocks along the northern edge of Acıgöl basin. Upper
Miocene-Pliocene Çameli formation composed of old lake sediments uncomfortably overlain
the basement rock. Çameli formation is composed of dolomitic clay Stones with magnesite
content. These units are overlain by recent lake sediments containing evaporitic minerals (
thenardite, mirabillite) which are of economic importance.
In this study, measured sections were conducted on mud surface of playa lake basin at
splits opened at 5 different locations. The section routes were called as Çardak section (K1),
Gemiş section (K2), Gemiş section (K3), Kaynaklar section (K4) and Dazkırı section (K5).
K1 cross section was 4m high. Lower levels of the sequence were composed of sandy
pebble. Higher levels contained oksidized dolomitic mud level rich in organic substances.
Upper levels of the section contained fine gypsum crystallized mud. The uppermost levels of
the sequence contained evaporitic components (mirabillite-thenardite) with intercalated mud.
K2 cross section had a height of 3.5m. The section contained sandy mud rich in organic
substances; dolomitic mud; lenticular gypsum crystallized mud; mudy mirabillite,
crystallized and powder thenardite levels from the lowest to the uppermost level. K3 crosssection was 4m high. This cross-section was composed of dolomitic mud; sandy mud;
lenticular gypsum-anhydrite crystallized mud; muddy-salty (Halite); mirabillite-rock salt
(Halite)-calcite crystallized, powder thenardite levels from the lowest to the uppermost level.
K4 section was 3m high and was composed of sandy pebble, pebble sand, calcite-aragonite
mud, calcite crystallized mud, muddy thenardite levels from the lowest to the uppermost
levels. K5 section was composed of sandy pebble; dolomitic mud rich in organic substances;
gypsum-anhydrite crystallized mud and mud levels rich in organic matter with desiccation
crack structure levels.
In addition to evaporitic minerals (thenardite, mirabillite,bloedite, gypsum, anhydrite,
halite) in recent lake sediments in Acıgöl playa lake basin, quartz, feldspar and smectite
group clay minerals were also detected.
Key words: Playa lake, recent lake sediments, evaporite minerals
1. GİRİŞ
Çalışma alanı Çardak-Dazkırı (Denizli) arasında yeralan Acıgöl playa göl havzasıdır
(Şekil 1). Acıgöl havzası kuzey ve güneyden her iki tarafı normal faylarla sınırlanmış bir
graben havzasıdır. Bu çalışmada Acıgöl göl alanı çevresindeki çamur düzlüğünde 5 ayrı
yerden yarmalar açarak güncel göl tortullarının sedimantolojik özelliklerini belirten ölçülü
kesitler hazırlanmış ve derlenen örneklerden yapılan X-Ray difraktometre ölçümleri ve arazi
gözlemleriyle havzanın mineralojik bileşimi ortaya konulmuştur. Acıgöl havzasındaki gerek
temel kayaçlarda, gerekse eski göl tortullarında değişik amaçlı çalışmalar yapılmıştır. Bu
çalışmalar aşağıda belirtilmiştir.
57
Şekil 1. Çalışma alanının(Acıgöl) basitleştirilmiş jeoloji haritası (Konak ve Şenel,
2002;Konak,2002;Şenel,2002;Turan,2002’den değiştirilerek alınmıştır).
Figure 1: Simplified Geology map of study area(Acıgöl).
58
Bilgin ve diğ.(1990), Acıgöl playa göl havzasındaki kuzey ve güney bölümde yeralan
kaya birimlerinin stratigrafik ilişkilerini kurarak 1/25.000 ölçekli jeolojik haritasını
çıkarmışlardır. İçözü(1991), Acıgöl havzasında yaptığı bakteriyolojik araştırmalar sonucu
ortamda sodyum sülfat oluşumunu etkileyen oksitleyici ve indirgeyici sülfat bakterilerinin
varlığını saptamıştır. Şenel (1997), Acıgöl havzasının kuzey ve güney bölümündeki temel
kaya birimleri ve bunların üzerine uyumsuz olarak gelen eski göl çökellerinin stratigrafisini
belirlemiş, eski göl tortullarını Çameli formasyonu olarak adlandırmıştır. Erten ve
diğ.(2003), eski gölsel tortulları içeren Çameli havzasındaki paleontolojik amaçlı
çalışmalarında mikro-memeli tür tayinlerine dayanarak Çameli formasyonunun yaşını ErkenOrta Pliyosen olarak belirtmişlerdir. Helvacı ve diğ.(2003), İç Anadolu’da yeralan Acıgöl’de
dahil olmak üzere güncel göllerin jeokimyasal özelliklerini belirleyerek Li+ içeriğini’de tespit
etmişlerdir. Bu göllerde Li2O%0.17-%0.58 arasında olduğunu, Li+ (mg/l) 0.30 ve 325
arasında olduğunu belirtmişlerdir. Şentürk ve Yağmurlu(2003),Acıgöl ve Burdur Gölleri
arasındaki bölgenin sismotektonik özelliklerini belirlemiş olup, Burdur fayının Fethiye
körfezi ile Burdur gölü arasında uzanım gösteren sol oblik atım bileşeni olan ve aynı
zamanda Burdur grabenini güneyden sınırlayan normal bir fay olduğunu, Acıgöl fayının da
gerçekte Burdur fayı ile benzer uzanıma ve karaktere sahip sol oblik bileşenli normal bir fay
özelliği taşıdığını saptamışlardır.Alçiçek (2009), Acıgöl havzasındaki eski göl tortullarından
oluşan Çameli formasyonunun yaşını Üst Miyosen olarak belirlemiş ve manyezit içerikli bu
formasyonun fasiyes özelliklerini belirlemiştir.
Bu çalışmada ile Acıgöl havzasının etrafındaki çamur düzlüğünden 5 ayrı yerden
ekskavatör kazıcıyla yarmalar açarak stratigrafik kesitleri ölçülmüş ve belirlenen farklı
seviyelerden örnek alımları yapılmıştır. Kesit hattı boyunca güncel göl tortullarının
sedimantolojik özellikleri ve derlenen örneklerde yapılan X-Ray difraktometre ölçümleriyle
havzanın mineralojik bileşimi belirlenmiştir.
1.
STRATİGRAFİ
Çalışma alanını oluşturan Acıgöl havzasının kuzey ve güney bölümünde otokton ve
allokton konumlu kaya birimleri temel birimleri oluşturmaktadır (Şekil2). Havzanın güney
bölümündeki temel kayaçları oluşturan Triyas-Jura yaşlı dolomitik kireçtaşları ve JuraKretase yaşlı kireçtaşları otokton konumludur (Şekil 3 ). Allokton olarak Likya naplarına ait
ofiyolit
bileşenli
kayaçlar
(serpantinit,dunit,kuvarsit,serpantinleşmiş
harzburjit)
yeralmaktadır (Şekil 4). Havzanın kuzey bölümündeki temel kayaçlar ise yaşlı alt bölümleri
türbiditik fasiyeste kumtaşı-şeyl ardalanmasından oluşan ve üste doğru kalın tabakalı
çakıltaşlarına doğru geçiş gösteren Eosen-Oligosen yaşlı Çardak formasyonu oluşturur (Şekil
5). Bu temel birimlerin üzerine ise Geç Miyosen-Pliyosen yaşlı manyezit içerikli eski gölsel
tortullardan oluşan Çameli formasyonu uyumsuz olarak gelmektedir (Alçiçek,2009). Çameli
formasyonunun yaşı Erten ve diğ.(2003)’nin Çameli havzasında yaptıkları çalışmalarında
mikro-memelilerden Pseudomeriones tcholtaensis, Mimomys occitanus, Apodemus
dominans veOrientaloms similis türlerinin bulunmasına dayanarak Erken-Orta Pliyosen yaşı
verilmiştir. Alçiçek (2009) Çameli formasyonunun yaşını Üst Miyosen olarak belirtmiştir.
Bu çalışmada da bu formasyonun yaşı Geç Miyosen-Pliyosen olarak alınmıştır.
59
Şekil 2. Çalışma alanının genelleştirilmiş sütun kesiti
Figure 2. The generalized columnar section of study area
60
Şekil 3. Acıgöl havzasının güney bölümünde yeralan temel kayaçlar.( Jkç: Kireçtaşları, Ofik:
Ofiyolitik kayaç bileşenleri )
Figure 3. The basement rocks on the South part of Acıgöl basin.
Şekil 4. Acıgöl havzasının güneyinde yeralan Serpantinitler ve çörtler.
Figure 4. The serpantinites and cherts on the South of Acıgöl basin.
61
Şekil 5. Acıgöl havzasının kuzeyinde yeralan Çardak formasyonundaki tabakalı çakıltaşları.
Eçf: Çardak formasyonu
Figure 5. The layered gravelstones in the Çardak formation on the north of Acıgöl basin.
Eçf: Çardak formation.
Tipik bir graben havzası olan Acıgöl havzasında eski göl tortullarından oluşan Çameli
formasyonunun üzerinde uyumsuz olarak güncel göl tortulları yeralmaktadır. Bu çalışmada
ekonomik yönden önemli evaporitik mineraller içeren güncel göl tortullarının sedimantolojik
ve mineralojik özellikleri ayrıntılı bir şekilde çalışılmış olup bu tortullara ait çökelme modeli
bir blok diyagram üzerinde gösterilmiştir(Şekil 6).
2. GÜNCEL PLAYA GÖL TORTULLARININ SEDİMANTOLOJİSİ
Bu çalışmada Acıgöl playa göl havzasını oluşturan güncel göl tortullarının
sedimantolojik özelliklerini belirlemek amacıyla göl kenarındaki çamur düzlüklerinde 5 ayrı
yerden yarmalar açarak bu yarmalarda çökelen tortul seviyeler belirlenmiş ve ölçülü
stratigrafik kesitler hazırlanmıştır (Şekil 7,8).
62
2.1.Çardak Kesiti (K1):
Bu ölçülü kesitin yüksekliği 4 metredir. İstifin alt düzeyleri kumlu çakıldan
oluşmaktadır. Tane boyutu 250 mikronm’den 4mm arasındadır. Kum boyutundaki tanelerle
çakıl boyutundaki tanelerin tane boyutları elek analizi sonucu tespit edilmiştir. Çakıl
boyutundaki taneler kumtaşı, çört, serpantin ve kireçtaşı bileşenleri içerir. Taneler iyi
yuvarlaklaşmış ve kötü boylanmalıdır. Bu seviyenin üstünde oksitlenmiş dolomitik çamurlu
seviye bulunmaktadır. Bu seviye koyu grimsi-siyahımsı renkte olup organik maddece
zengindir. Oksitli seviye çamurların içerisinde damarlar halinde gözlenmektedir. Kesitin
daha üst bölümünde jips kristalli çamurlar yeralmaktadır. Jips kristalleri çamurların
içerisinde dağınık konumda ve özbiçimli kristaller halinde gözlenmektedir. Bu kesitin üst
bölümünde de çamurlu evaporitik tortullar bulunmaktadır (Şekil 9). Çamur düzlüğünün üst
bölümündeki tortullarda yaz aylarında kuruma çatlak yapıları gözlenmektedir (Şekil 10). Bu
üst bölümdeki tortullarda toz halinde tenardit minerali gözlenmektedir.
Şekil 6. Çalışma alanının çökelme modeli.
Figure 6. Sedimentation Model of study area.
63
Şekil 7. Acıgöl playa göl havzasındaki ölçülmüş kesit güzergahları.
Figure 7. The measured section routes in the Acıgöl playa lake basin.
Şekil 8. Acıgöl playa göl havzasındaki ölçülmüş kesitler.
Figure 8. The measured sections in the Acıgöl playa lake basin.
64
Şekil 9. Çardak kesitinde (K1) yeralan güncel tortul seviyeler. Kdç: Oksitlenmiş dolomitik
çamur, Jkç: Jips kristalli çamur, Evç: Evaporitik tortul bileşenli çamur.
Figure 9. The recent sediment levels in Çardak section (K1). Kdç: Oksidized dolomitic
mud,Jkç:Mud with gypsum crystal,Evç: Mud with evaporitic sediment component.
Şekil 10. Acıgöl playa göl havzasındaki çamur düzlüğünde gözlenen kuruma çatlak yapıları.
Figure 10. Desiccation crack structure in mudflat in the Acıgöl playa lake basin.
65
2.2.Gemiş Kesiti (K2)
Gemiş kesitinin kalınlığı 3.5 metredir ve istifin alt bölümünde grimsi-siyahımsı renkli
organik maddece zengin kumlu çamurlar yeralmaktadır. İstifin daha üstünde dolomitik
çamurlu seviye yeralmaktadır. Dolomitik çamurların üst bölümünde merceksel jips kristalli
çamurlu seviye yeralmaktadır. Jips kristalleri sarımsı, kirli beyazımsı renkte olup birbirine
girik küçük çubuklar şeklinde gözlenmektedir. Jipsli seviyenin üst bölümünde çamurların
içerisinde kristal halde mirabilit minerali gözlenmektedir. Bu istifin en üst bölümünde de
mirabilit kristalleri ve toz halinde tenardit minerali birlikte gözlenmektedir.
2.3.Gemiş Kesiti (K3)
Bu kesit Sodaş’ın üretim havuzlarına yakın bir bölümden ölçülmüş olup evaporitik
tortulların yaygın olarak bulunduğu bir kesittir.Açılan yarmanın derinliği 4 metredir. Bu
yarma boyunca ölçülen kesit hattında altta dolomitik çamurlu seviye yeralmaktadır. Bu
çamurların rengi diğer kesitlerdeki çamurlara oranla daha açık renkli olup organik madde
oranı daha azdır. Tüm kesitlerdeki çamurların dolomitik olduğu bu çamurlardan yapılan XRay difraktometre ölçümleri sonucunda tesbit edilmiştir. Bu istifin daha üst bölümünde
kumlu çamur seviyesi yeralmaktadır (Şekil 11). Kum boyutundaki taneler oldukça ince tane
boyutunda olup çamurlarla birlikte bulunmaktadır. Kum boyutundaki taneler mikroskop
altında incelendiğinde kuvars,kalsit,aragonit,serpantin ve çört bileşenleri tespit edilmiştir
(Şekil 12,13). Bu seviyenin üstünde merceksel jips kristalli çamurlu seviye yeralmaktadır.
Bu seviyenin üstünde çamurlu-tuzlu (Halit) seviye bulunmaktadır. Halit(NaCl) seviyesi
kristal halde olmayıp çamurlar içerisinde amorf şekilde gözlenmektedir. Halit’li çamurlu
seviyenin üstünde mirabilit-kayatuzu-kalsit mineralleri kristal halde gözlenmektedir. Bu
kesitin en üst bölümünde ise toz halinde tenardit,bloedit ve halit minerali gözlenmektedir.
Şekil 11. Gemiş kesitinde (K3) yeralan güncel tortul seviyeleri. 1: Dolomitik çamur, 2:
Kumlu çamur,3: Jips kristalli çamur, 4: Evaporitik bileşenli çamur.
Figure 11. Recent sediment levels in Gemiş section (K3). 1: Dolomitic mud, 2: Sandy mud,
3: Mud with gypsum crystal, 4: Mud with evaporitic mineral component.
66
Şekil 12. Gemiş kesitindeki (K3) kumlu çamur seviyelerindeki güncel tortulların
mikroskobik görünümü. Ç:Çört, Sp: Serpantinit, K:kalsit.
Figure 12. Microscopic image of the recent sediments in sandy mud levels in Gemiş section
(K3).Ç: Chert,Sp:Serpantinite,K:Calcite.
Şekil 13. Gemiş kesitindeki (K3) kumlu çamur seviyelerindeki güncel tortulların
mikroskobik görünümü. AR:Aragonit, Q: Kuvars, K: Kalsit.
Figure 13. Microscopic image of the recent sediments in sandy mud levels in the Gemiş
section (K3). AR: Aragonite,Q: Quartz, K: Calcite.
67
2.4.Kaynaklar Kesiti (K4)
Bu ölçülü kesit Acıgöl havzasının güney bölümünde yeralan fay zonu boyunca çıkan
kaynaklara yakın çamur düzlüğünde ölçülmüştür (Şekil 14). Bu kesitin alt seviyelerinde
kumlu çakıl yeralmaktadır. Çakılı oluşturan bileşenler kireçtaşı yönünden zengindir.
Kireçtaşı yanı sıra serpantin, çört bileşenleri de az oranda bulunmaktadır.Çakıllar kötü
yuvarlaklaşmış ve kötü boylanmalıdır. Bu seviyenin üstünde çakıllı kum seviyesi
yeralmaktadır. Yine bu seviyeyi oluşturan çakıl bileşenleri kireçtaşlarından oluşmaktadır.
Çakıllı kum seviyesinin üstünde grimsi renkli çamurtaşları yeralmaktadır. Bu
çamurtaşlarından derlenen örneklerde yapılan X-Ray difraktometre ölçümlerinde çamurlarda
kalsit ve aragonit mineralleri gözlenmiştir. Bu seviyenin üstünde kalsit kristalli çamur
bulunmaktadır (Şekil 19). En üst bölümde ise çamur düzlüğünde yeralan çamurlar kuruma
çatlakları içermekte olup çatlakların içerisine suyun etkileşimde olduğu bölümlerde tenardit
minerali bulunmaktadır.
2.5.Dazkırı Kesiti (K5)
Bu kesit Acıgöl playa göl havzasının Dazkırı’ya (Denizli) yakın bölümünden
ölçülmüştür. Dazkırı yakınında açılan bu yarmanın yüksekliği 3 metredir. İstifin alt
bölümünde kumlu çakıl seviyesi yeralmaktadır. Çakıltaşlarını oluşturan bileşenler kumtaşı,
çamurtaşı, kireçtaşı, çört ve serpantin bileşenlidir. Taneler iyi yuvarlaklaşmış ve kötü
boylanmalıdır. Kesitin daha üstünde dolomitik çamurlu seviye yeralmaktadır. Çamurlar
organik maddece zengin olup koyu gri-siyahımsı renklidir. Çamurların dolomit içeriği yine
X-Ray difraktometre ölçümleri sonucunda belirlenmiştir. Dolomitik çamurlu seviyenin
üzerine jips kristalli çamurtaşı seviyesi gelmektedir. Jips kristalleri çamurun içerisinde ince
kristaller halinde gözlenmektedir. En üst seviyede ise yine organik maddece zengin ve üst
yüzeyinde kuruma çatlak yapıları gözlenen çamurlar yeralmaktadır (Şekil 15).
Şekil 14. Acıgöl playa göl havzasının güneyinde yeralan ikizpınar kaynağı.
Figure 14. The İkizpınar spring on the south of Acıgöl playa lake basin.
68
Şekil 15. Dazkırı kesitinin üst bölümünde yeralan Dolomitik çamur ve jips kristalli çamurlar.
Dç: Dolomitik çamur, Jpç: Jips kristalli çamur.
Figure 15. Dolomitic mud and gypsum crystallized on the upper part of Dazkırı section.
Dç:Dolomitic mud, Jpç: Gypsum crystallized mud
3. GÜNCEL GÖL TORTULLARININ MİNERALOJİSİ
Acıgöl playa tipi göl havzasındaki güncel tortullarda tablo1’de belirtilen mineraller
gözlenmiştir.
Tablo 1. Acıgöl playa göl havzasında gözlenen Mineraller.
Mineraller
Karbonatlar
Kalsit
Dolomit
Aragonit
Sülfatlar ve Kloritler
Tenardit
Mirabilit
Bloedit
Jips
Anhidrit
Halit
Simektit grubu kil
mineralleri
Formül
Örnek No
CaCO3
CaMg(CO3)2
CaCO3
Na2SO4
Na2SO4.10H2O
Na2SO4.MgSO4.5H2O
CaSO4.2H2O
CaSO4
NaCl
2Al2O3.8SiO2.2H2O.nH2O
69
3.1.Karbonatlar
3.1.1.Kalsit (CaCO3)
Kalsit, playa göl suyunun buharlaşmasıyla (evaporasyonla) ilk oluşan minerallerdendir.
Genellikle aragonitle birlikte bulunurlar. Kalsit havzanın güney bölümünden ölçülen
kesitlerden derlenen numuneler içerisinde yaygın olarak bulunmaktadır. Kaynaklar ölçülü
kesitinden alınan çamurlardaki X-Ray difraktometre sonuçlarına göre bu minerale simektit
grubu kil mineralleriyle birlikte rastlanmıştır (Şekil16,19).
3.1.2. Dolomit (CaMg(CO3)2)
Acıgöl havzasındaki güncel tortullarda ölçülen kesitlerden hemen hepsinde çamurların
dolomitik olduğu belirlenmiştir. Havzada bulunan dolomitik çamurlar kalsit ve/veya
aragonitin dolomitleşmesiyle oluşmuşlardır. Mg++/Ca++ oranı yüksek sular ilksel çökelmiş
olan kalsit ve/veya aragonitin dolomitleşmesine neden olur. İkincil dolomitleşmeyle birlikte
jips çökelimleri de gelişmektedir.
2CaCO3+Mg+++SO4= +2H2O____ CaMg(CO3)2 + CaSO4.2H2O
___________ ___________
___________ ___________
Karbonat
Mevcut
Dolomit
Jips
Mineralleri
serbest
İyonlar
Acıgöl playa göl havzasından açılan yarmalar boyunca ince kristaller halinde jipslerinde
bulunması bunu doğrulamaktadır. Dolomitik çamurlar ve jips kristallerinin bulunduğu
çamurlardan yapılan X-Ray difraktometre çalışmalarında ise evaporitik kökenli olmayan
kuvars ve simektit grubu kil minerallerine de rastlanmıştır (Şekil 16).
Şekil16. K3-2 örneğinin X-Ray difraktometre ölçümü.
Do:Dolomit,Jp:Jips,Sm:Simektit,Kl:Kalsit,Q:Kuvars
Figure 16. X-Ray diffractometer measurement of K3-2 sample.
Do: Dolomite,Jp:Gypsum,Sm: Simectite, Kl: Calcite,Q:Quartz.
70
3.2.Sülfatlar ve Kloritler
3.2.1.Tenardit (Na2SO4)
Tenardit, evaporit mineralleri arasında yüksek iklimsel sıcaklıklarda (300C’nın üstünde)
oluşan yaygın minerallerden birisidir. Genellikle oluşum ortamları karasal (playa gölü) ve
karasal denizel geçiş ortamlarıdır. Özellikle playa gölleri tenarditin en çok oluştuğu
ortamlardır. Acıgöl playa göl havzasında da tenardit minerali toz halinde bütün kesitlerin üst
seviyelerinde gözlenmekte olup bu havzanın ana mineral bileşenidir. Bazı örneklerde yapılan
X-Ray difraktometre ölçümlerinde de tenarditle birlikte bloedit ve Halit minerallerine de
rastlanmıştır(Şekil17).
Tenardit,250C’ın altında çok seyrek rastlanılan bir mineraldir. Acıgöl havzasında yaz
aylarında tenardit oluşumu daha fazlayken, kış aylarında ve geceleri de mirabilit minerali
kristal halde oluşmaktadır. Halit (NaCl), Silvin (KCl), karnalit, bişofit gibi denizel evaporit
mineralleriyle de bir arada bulunabilir. Sıcaklığın 320C’ın üstünde olduğu koşullarda (playa
göllerinde) tenarditin çözünürlülüğü azalmaktadır.
Acıgöl havzasında tenardit minerali Sodaş, Alkim, Otuzbirkimya gibi işletmelerin
üretim havuzlarında buharlaşmayla (evaporasyonla) yaz aylarında (Temmuz, Ağustos) toz
halinde bulunmaktadır. Mirabilit minerali ise kristal halde bulunmaktadır. Sodyum sülfatça
zengin Tenardit ve mirabilit mineralleride ekonomik yönden önemli olan mineraller olup
temizlik malzemelerinin hammaddesi olarak kullanılmaktadırlar.
Şekil 17. K3-7 örneğinin X-Ray difraktometre ölçümü. T:Tenardit,B:Bloedit,H:Halit
Figure 17. X-Ray diffractometer measurement of K3-7 sample. T: Tenardite, B: Bloedite,H:
Halite.
3.2.2. Mirabilit (Na2SO4.10H2O)
Acıgöl havzasında Na+ ve SO4= ‘ca zengin olan göl suyu üretim havuzlarında ve suyla
etkileşimi olan çamur düzlüğünde kristal halde bulunmaktadır. Üretim havuzlarındaki
mirabilit, mirabilit-tenardit
mineralleri 20-30 cm kalınlığında tabakalar halinde
71
bulunmaktadır. Mirabilit, kış aylarında ve gece kristalleşirken, tenardit mineralide yaz
aylarında ve 250C üzerindeki sıcaklıklarda oluşmaktadır. Mirabilit ve Jips’in
dehidratasyonuyla tenardit ve anhidrit mineralleri playa göl havzasında bulunmaktadır.
Mirabilit, tenarditle birlikte Acıgöl havzasının dışında Bolluk ve Tersakan göllerinde de
üretimi yapılan ekonomik yönden önemli evaporit minerallerindendir.
3.2.3.Jips (CaSO4.2H2O)
Playa göl havzasındaki jipsler dolomitik çamurlar içerisinde saçınmış ince kristaller
halinde gözlenmektedir. Bazı ölçülü kesitlerde jipsler dehidratasyonla anhidrite
dönüşmüşlerdir. X-Ray difraktometre ölçümleriyle dolomit,kalsit ve simektit grubu kil
mineralleriyle bir arada bulunmaktadır (Şekil 16).
Şekil 18. Sodaş’ın üretim havuzlarındaki Sodyum sülfatca zengin tenardit- mirabilit
mineralleri. M: Mirabilit,T:Tenardit.
Figure 18. Tenardite- mirabilite minerals rich in sodium sulfate in the production pools of
Sodaş. M: Mirabilite, T: Tenardite.
72
3.2.4.Anhidrit (CaSO4)
Anhidrit-jips dönüşümleri Acıgöl playa göl havzasının tipik özelliklerindendir. Anhidrit
ölçülen kesitlerle derlenen örneklerde sertliğinden dolayı jipsten çok kolay ayrılmaktadır.
İnceleme alanında kristaller halinde anhidriti gözlemek pek mümkün olmamaktadır.
Anhidritler playa göl havzasından ölçülen bazı ölçülü kesitlerde jipslerle birlikte
bulunmaktadır. Playa göl ortamları ve kıyısal sabkha ortamlarında anhidrit___ Jips
dönüşümleri mümkün olabildiği gibi jibsin dehidratasyonu sonucu anhidrite dönüşümü de
mümkün olmaktadır. Anhidritler dolomitik çamurlar içerisinde yumrular halinde
gözlenmektedir.
3.2.5.Halit (Kayatuzu-NaCl)
Çalışma alanındaki çamur düzlüğündeki evaporitik tortullar içerisinde Halit
kristallerinede rastlanmaktadır. Organik maddece zengin çamurlar içerisinde de çok küçük
kristaller halinde bulunmaktadır. Halit kristallerine K3 ölçülü kesitinde mirabilit ve kalsit
kristalleriyle birlikte rastlanmaktadır. Bazı örneklerden yapılan X-Ray difraktometre
ölçümlerinde de tenardit ve bloedit gibi evaporitik minerallerle birlikte bulunmaktadır (Şekil
17).
3.2.6.Simektit grubu kil mineralleri (2Al2O3.8SiO2.2H2O.nH2O)
Jips kristalli dolomitik çamurlardan derlenen örneklerin X-Ray difraktometre
sonuçlarıyla simektit grubu killerin Acıgöl playa göl havzasında bulunduğu gözlenmiştir
(Şekil16,19).
Simektit grubu killer, üç tabakalı bir yapıya sahiptir. Bir alüminyum oktahedrali ile buna
eşlik eden iki silikat tetrahedralinden oluşan tabakalar arasında su molekülleri yeralabilir.
Tabakalar arası mesafe, içerdiği su miktarına bağlı olarak 9.6-21.4 A0 arasında değişebilir.
Bu nedenle simektit grubu killere şişebilen killerde denir. Montmorillonit, bu gruba ait en
önemli kil mineralini oluşturur.
Şekil 19. K4-5 ve K4-6 örneğinin X-Ray difraktometre ölçümü.Sm:Simektit,Kl:Kalsit,Kf:KFeldispat.
Figure 19. X-Ray diffractometer measurement of K4-5 and K4-6 samples. Sm: Simectite,
Kl:Calcite, Kf: K-Feldspar.
73
4.
SONUÇLAR
Bu çalışmada Acıgöl playa göl havzasından 5 ayrı bölgede açılan yarmalarla güncel göl
tortullarının sedimantolojik özellikleri ve mineralojik bileşimi belirlenmiştir.
Önceki çalışmalarda göz önünde bulundurularak temel birimler, eski göl tortulları (Çameli
formasyonu) ve güncel göl tortullarının stratigrafik ilişkileri kurularak güncel göl
tortullarının çökelme modeli oluşturulmuştur.
Güncel göl tortullarından alınan sistematik örneklerde X-Ray difraktometre ölçümleri ve
mikroskop çalışmaları sonucunda havzanın mineralojik bileşimi tespit edilmiştir. Bu havzada
mirabilit, tenardit, bloedit, dolomit, kalsit, aragonit, jibs, anhidrit, halit, kuvars, K-Feldispat
ve simektit grubu kil mineralleri gibi mineraller bulunmuştur.
74
6. KAYNAKLAR
[1] Alçiçek, H., 2009, Late Miocene nonmarine sedimentation and formation of magnesites
in the Acıgöl Basin, Southwestern Anatolia, Turkey., Sedimentary Geology 219 (2009), 115135.
[2]Bilgin, Z.R., Karaman, T., Öztürk, Z., Şen, M.A., Demirci, A.R., 1990, Yeşilova-Acıgöl
civarının Jeolojisi, MTA Raporu, No:9071, 92 sayfa.
[3] Çelik, Ö.F., Chiaradia, M., 2008, Geochemical and Petrological aspects of dike intrusions
in the Lycian ophiolites (SW Turkey): a case study fort he dike emplacement along the
Tauride Belt ophiolites, Int.J.Earth sci, 97, 1151-1164.
[4] Erten, H., Şen, Ş., Özkul, M., Alçiçek, M.C., 2003, Çameli Havza’sında bulunan yeni
mikro-memeli türleri (Denizli, GB Anadolu), SDÜ Müh-Mim Fak. 20.yıl Jeoloji
sempozyumu bildiri kitabı, 14-16 Mayıs,2003, S:62-63.
[5] Helvacı, C., Mordoğan, H., Çolak, M., Gündoğan, İ., 2003, Presence and Distribution of
Lithium in Borate Deposits and some Recent Lake waters of West central Turkey,
İnternational Geology Review, v:45.
[6] İçözü, T., 1991, The Geochemical study of Acıgöl (Denizli) and the Future of Sodium
Sulfate Production, Dokuz Eylül Univercity, Master thesis,p:37.
[7] Konak, N., 2002, Türkiye’nin 1/500.000 ölçekli jeoloji haritası, İzmir bölgesi, MTA,
Ankara.
[8] Konak, N., Şenel, M., 2002, Türkiye’nin 1/500.000 ölçekli jeoloji haritası, Denizli
bölgesi, MTA, Ankara.
[9] Şenel, M., 1997, Denizli J9 paftasının Jeoloji Haritası (1/100.000), MTA, Ankara.
[10] Şentürk, M., Yağmurlu, F., 2003, Acıgöl ve Burdur Gölleri arasındaki bölgenin
sismotektonik özellikleri, SDÜ Müh-Mim.Fak.20.yıl jeoloji sempozyumu, 14-16 Mayıs
bildiri özleri kitabı, Isparta, S:42.
[11] Turan, N., 2002, Türkiye’nin 1/500.000 ölçekli jeoloji haritası, Ankara bölgesi, MTA,
Ankara.
75
SİMİTSONİT CEVHERİNDEN ÇİNKOBORAT ÜRETİMİ
Yüksel ABALI1, Ramazan GÜMÜŞ
ÖZET
Bu çalışmada Hakkâri yöresinden elde edilen simitsonit cevherinden çinkoborat üretimi
ele alınmıştır. Üretim; kesikli reaktörde, sıcaklık, asit konsantrasyonu, partikül boyutu ve
karıştırma hızı gibi parametreler incelenerek yapılmıştır. Bu incelemede, simitsonit cevheri
borik asit çözeltisi ile reaksiyona sokularak çinko borat üretimi sağlanmıştır. En etkili
parametre sıcaklık parametresi olup, karıştırma hızının çinko borat üretiminde büyük bir
değişim oluşturmadığı gözlenmiştir.
Optimum çinko borat üretimi aşağıdaki reaksiyon parametrelerinde gerçekleşmiştir:
Sıcaklık 60 °C, tanecik boyutu 200 µm, karıştırma hızı 700 devir/dk.reaksiyon süresi 45 dk.
ve borik asit konsantrasyonu 0.9 M.
Anahtar Sözcükler: çinko borat, simitsonit, borikasit, çözünme
1. GİRİŞ
Teknoloji geliştikçe maden yataklarına duyulan gereksinimde her geçen gün artmaktadır.
Maden yataklarının en önemli dezavantajı yenilenemez olmasıdır. Bu yüzden geleceği de
dikkate alarak pasif durumda bulunan maden cevherlerinin bilim ve teknolojinin gereklerine
göre ekonomiye kazandırılması kaçınılmaz olmaktadır.
Hammadde tüketimi ile yaşam standardı arasında doğrudan bir ilişki vardır. Kişi başına
hammadde tüketimi arttıkça yaşam standardı da değişmektedir. Bu yüzden insanoğlunun
faydalanabileceği her türlü hammadde kaynağı değerlendirilmelidir. Dünyada bu konuda
ciddi çalışmalar yapılmaktadır (Anonim 1979).
Çağımızda teknoloji ve bilim, üretici güç haline gelmiş olup, üretimin verimliliği bilim ve
teknolojinin gelişmesi ile artmaktadır. Dolayısıyla bilim ve teknoloji; ekonomik büyüme ve
toplumsal refah açısından stratejik öneme sahiptir. Teknoloji ve bilim üretimin,
sanayileşmenin dolayısıyla da madencilik sektörünün gelişmesinde ön koşuldur. Madencilik
ve sanayi, birbirlerini besleyen ve entegrasyonları sağlandığı ölçüde büyüyen sektörlerdir.
Ülke sanayisinin gelişmemesi ona hammadde sağlayan madencilik sektörünü de etkilemekte
ve ülke ekonomisine yaptığı katkı düşmektedir. Ülkemizde madenciliğin GSMH içindeki
payı %1’ler düzeyinde iken, gelişmiş ülkelerde bu oran %4 ile % 8 arasında değişmektedir
(Anonim 1982).
Çinko, yerkabuğunda oldukça bol bulunan elementlerden biridir. Çinkonun bir kısmı da
hemen hemen bütün volkanik kayalarda bulunur ve yerkabuğunun %0,13’ünü oluşturduğu
tahmin edilmektedir. Genel olarak sülfürlü ender olarak da oksitli ve silikatlı olarak bulunur.
Doğada çinko metalinin üretildiği en önemli mineral sfalerittir. Sülfürlü cevherler, çinko ve
1
Prof. Dr. Celal Bayar Üniversitesi, Fen Edebiyat Fakültesi, Kimya Bölümü, MANİSA.
76
bileşiklerinin elde edildiği temel kaynaklardan olmasına rağmen, bu cevherlerin
tükenmesinin yanısıra işlenmeleri esnasında kükürt emisyonları oluşturmaları nedeniyle
diğer çinko içeren cevherlerde cazip hale gelmiştir. Smithsonite (ZnCO3), willemiyte
(Zn2SiO4), hydrozincite (2ZnCO33Zn(OH)2), zincite (ZnO) ve hemimorphite (Zn2SiO3H2O)
gibi oksitli cevherler sülfürlü cevherlere alternatif olan diğer önemli çinko içeren
cevherlerdir. Türkiye’de Kayseri, Niğde, Adana, Konya ve Malatya yörelerinde önemli
miktarlarda oksitli cevherlere rastlanmaktadır (Anonim 2000; Kirk ve Othmer 1952; Zhao ve
Stanforth 2000).
1.1.Simitsonit (Galmay, Zinkspat)
ZnCO3 kimyasal formülünde olup, hegzagonal hemiedri sistemde kristalleşmektedir.
Genellikle yumrulu, böbreğimsi veya damlataşlarını andıran agregalar şeklinde
bulunmaktadır. Önemli çinko minerali olan simitsonit, kalamin, hidrozinkit, kalsit, dolomit
gibi minerallerle birlikte bulunmaktadır. Renksiz, beyaz sarımsı kahverengi, yeşilimsi,
mavimsi renklerde bulunmakta olup, sertliği 5, özgül ağırlığı ise 4,3’tür. Dilinimli, gevrek
cam cilalı ve yarı saydam görünüştedir.
Bileşiminde %52 çinko ile önemli miktarda demir ve mangan bulunmaktadır. Üfleçle
ergimez, sıcak asitte çözünür, kömür üzerinde ısıtıldığında beyaz bir iz bırakmaktadır.
Simitsonit, sfaleritin bozuşmasından ileri gelen çinko sülfat eriyiğinin, kalker veya dolomiti
ornatması yolu ile oluşmaktadır. Kuzey İspanya, İngiltere, ABD ve Türkiye’de önemli
simitsonit yataklarına rastlanmaktadır.
Kimyasal formülü ZnCO3 olup; dilinimi, HCl içerisindeki çözünürlüğü ve yüksek özgül
ağırlığı ayırt edici özelliklerindendir. Çinko içeren maden yataklarının oksidasyon
bölgelerinde oluşur. Genellikle sfalerit, hemimofrit, galenit ve kalsit minerali ile birlikte
bulunmakta olup yarı şeffaf olanları süs taşı olarak kullanılır. Çoğunlukla kuru iklimli
bölgelerde çinko içerikli yataklarda oluştuğu görülmüştür. Mücevher için çok yumuşak olup,
karbonat türlerinin en sertidir. Kesilip cilalanabilme özelliğine sahiptir, fakat takı amaçlı
kullanılamamaktadır (Scovil, jeffrey A 1996).
Cevherin renkli türlerinin olması onun yapısındaki kirlilikten yani safsızlıktan
kaynaklanmaktadır. Bu safsızlar, farklı bileşik türlerinden ileri gelmektedir. Örneğin; yapıda
safsızlık olarak bakır bulunuyorsa cevherle birlikte, simitsonitin rengi yeşildir. Magnezyum
simitsonite mavilik, kadminyum ise sarı rengi vermektedir. Minör ve eser mineraller de
simitsonitin farklı renk almasına neden olmaktadırlar. En saf olan mineral beyaz renklidir.
Sarı, yeşil, mavi, pembe, mor, kahverengi ve karışık renkteki türlerine rastlanmıştır.
(Amethyst Galleries Inc 1998 )
77
Simitsonit; hegzagonal kristal sisteme sahip olup, kristal birim olarak; rombohedral,
pürüzlü yüzeyi, wasif, kompakt, böbreğimsi ve sarkıt şekilleri vardır. 4–4,5 mohs sertliğine
sahiptir ve özgül ağırlığı 4,30–4,44 g/cm3 aralığında değişmektedir. Fakat en çok rastlanan
simitsonit türünün özgül ağırlığı hesaplanmış ve 4,43 g/cm3 değerine ulaşılmıştır (Boettcher.
Michael. E.1995).
M.Ö. 2000 yıllarında Romalılar simitsonitten çinkoyu ayrıştırarak, içerisine bakır katıp
pirinç elde etmişlerdir. Günümüz endüstrisinde de ağırlıklı olarak metalik çinko üretiminde
kullanılan bir cevherdir. Bu cevher asit ile kolaylıkla çözünmektedir. Özellikle HCl asidi ile
çözünürlüğü çok yüksektir ki bu da cevherin ayırt edici özelliklerindendir.
(Perkins,Dexter.2002)
Cevher HCl içerisinde çözündüğünde, cevherin yapısında bulunan çinko asitte bulunan
klor anyonu ile tepkime vererek ZnCl2 oluşturur. Daha sonra buradan çinko metlik olarak
kazanılır. Simitsonit cevheri yapısal olarak hidrat içermez. Bu nedenle asit ile çözünürlüğü
daha yüksek verimle gerçekleşerek, çinko kazanımı kolaylaşır. Bu reaksiyon hızı çok
yüksektir.
Bu çalışmamızda simitsonit cevheri borikasitle reaksiyona sokulacaktır. Reaksiyon
sonucu çinko borat elde edilir.
1.2.Çinkoborat
Plastik maddelerin günlük hayatta artan oranlarda kullanılması, bu malzemelerin alev
almalarının geciktirilmesi işleminin önemini de arttırmıştır. Çinko borat, son yıllarda alev
geciktirici olarak gittikçe artan oranlarda kullanılan ve bünyesinde bor ihtiva eden kimyasal
bir maddedir. En yaygın olarak kullanılan çinko borat 2ZnO.3B2O3.3,5H2O’dır. Bununla
birlikte bir çok farklı kimyasal formüle sahip çinko boratlar mevcuttur
(örneğin;4ZnO.B2O3.H2O,2ZnO.3B2O3,ZnO.B2O3.2H2O,ZnO.3B2O3.7H2O,2ZnO.3B2O3.9H2O)
( Alan W. Weimer).
Çinko borat dışında ticari olarak kullanılan önemli alev geciktiricilerden bazıları;
alüminyum trihidrat (ATH), magnezyum hidroksit, antimon bileşikleri, bromin, klorür ve
fosfat bileşikleridir. Alüminyum trihidrat, dünya toplam talebinin yarısını teşkil etmektedir.
Magnezyum hidroksit ise giderek artan oranlarda kullanılmaktadır. Bunlardan antimon
trioksit ve antimon trioksit-halojen karışımlarının, yanma esnasında zehirli duman açığa
çıkarmaları sebebiyle kullanımları yasaklama yoluna gidilmiştir. Halojenli bileşiklerin
kullanımının yasaklanması, alev geciktiricilerin kombine olarak kullanımını teşvik etmiştir.
Çinko borat, ATH ile bağlantılı olarak artan şekilde kullanılmaya başlanmıştır. Çünkü bu iki
madde, halojen olmayan bir formasyonda olup yanma koşullarında daha az duman ve zehirli
madde çıkmasını sağlar. Bunun yanında çinko borat, çinko borat-antimon oksit
kombinasyonu ile veya yalnız başına da kullanılabilmektedir.
1.3.Çinko Borat Kullanım Alanları
Çinko boratlar, alev geciktirici, duman bastırıcı, korozyon geciktirici olarak
polimerlerde ve kaplamalarda, özellikle PVC, halojenli polyester ve naylonlarda kullanılır.
Yüksek dehidrasyon sıcaklığına (290-300°C gibi) sahip olduğu için yüksek sıcaklıklara
dayanıklı plastik malzemelerin imalatında yaygın olarak kullanılır.
78
Çinko boratlar, kablolarda, yanmaya dayanıklı boyalarda, kumaşlarda,
elektrik/elektronik parçalarda, yanmaya dayanıklı halı kaplamalarda, otomobil/uçak iç
aksamlarında, tekstil ve kağıt endüstrisinde kullanım alanına sahiptir.
Diğer alev geciktiricilerle karşılaştırıldığında çok daha etkili bir duman bastırıcı olması
ve diğer alev geciktiricilere göre daha ucuz olması sebebiyle, bazı alev geciktiriciler yerine
tamamen olmasa bile kısmen kullanılır (örneğin Sb2O3’in kullanıldığı alanlarda
kullanılmaktadır).
Son yıllarda çinko boratın, diğer alev geciktiricilerle farklı uygulamalarda kombine
kullanımı gittikçe artmaktadır. Örneğin, çinko borat halojen içeren ve içermeyen sistemlerde
Al(OH)3 ve Mg(OH)2 ile birlikte kullanılma özelliğine sahiptir.
Çinko borat, alev geciktirici olarak kullanılmasının dışında, mantar ve böcek öldürücü
olarak ahşap aksamların korunmasında, bor silikat cam hammaddesi ve seramik sanayiinde
ergime noktasını düşürücü (flux) olarak da kullanılabilmektedir.
Çinko boratın diğer alev geciktiricilere göre bazı avantajları:
 Duman emisyonunu azaltma yeteneğine sahiptir ve kömürleşmeyi çabuklaştırmaktadır.
 Çok çeşitli sayıda plastikte, etkili alev geciktirici olarak kullanılır.
 Borun varlığı çinko boratı etkin bir alev bastırıcı yapar.
 Antimon ile birlikte yüksek dereceli bir alev geciktirici özelliğe sahiptir.
 ATH ile birlikte kullanılarak duman bastırma özelliği kuvvetlendirilir.
 Boyama (renk verme) kuvveti zayıftır.
 Antimon ile karşılaştırıldığında daha ucuzdur.
 Elektriksel özellikleri iyileştirir (naylon ve polyesterlerde dikkate değer anti-ark özellikleri
sağlar).
 Metallerle plastikler arasında yapışma özelliğini arttırır.
 Antimon oksidin aksine, reçine tabakalarında yarı şeffaflık özelliği gösterir.
 Zehirli özelliğe sahip olmadığından, reçinelere ilave edilmeleri esnasında özel aletlere
ihtiyaç yoktur.
 Nem absorplamaz ve suda çözünmez
1.4.Çinko Boratın Ekolojik ve Çevresel Etkileri
1) Çinko boratın dolaylı ya da doğrudan fabrikalarda üretimi sırasında çevreye herhangi bir
şekilde boşaltımı olmamaktadır.
79
2) Çinko boratın 23 oC suda çözünürlüğü çok düşüktür. Bu yüzden de sentetik matrisler
içinde mikrobiyolojik bir ajan olarak görev yapabilir, matristeki iyon seviyelerine göre de
toksik etkisi çok düşüktür.
3) Başka malzemelere alev geciktirici olarak katıldığında (PVC ürünleri, seramikler, başka
kimyasallar, vb) çinko borat kimyasal bir değişim gösterir.
4) Kimyasal reaksiyonlarla çinko borat, çinko oksit ve bor bileşikleri oluşturabilir. Bunlar
toprakta, bitkiler için besin olabilecek minerallerde bulunmaktadır. Ayrıca tarımda da bu iki
madde kullanılmaktadır. Çevresel zararlılığının olmadığı görülmüştür. Örneğin bir tuzlu su
balığı üzerinde yapılan bir deneyde; Değişik konsantrasyonlarda, sabit koşullarda balık,
çinko boratlı ortamda bekletilmiş ve 96 saat sonra bulunduğu ortamın değişmediği ve aynı
şekilde hayatına devam ettiği gözlenmiştir. Bu açıkça göstermektedir ki balıklara karsı dahi
zehirli etkisi yoktur. Ekolojik olarak da zararlı olmadığı söylenebilir
1.5.Çinko Boratın Kimyasal ve Fiziksel Özellikleri:
Molekül formülü 2ZnO.3B2O3.3,5H2O veya 4ZnO.6B2O3.7H2O olan çinko borat beyaz,
nem çekmez, viskoz, toz bir mamuldür. Çinko borat, hidrasyon suyunu 290–300 C'ye kadar
muhafaza ederek yüksek sıcaklıktaki polimer proseslerine olanak sağlar. Böylece sıcak bir
polimer şarjına ilave edilebilme özelliği taşır. Çinko borat, birçok polimer sistemin kırılma
indisine benzer bir indise sahiptir. Bu nedenle hem düşük pigment yüküne izin verir, hem de
yarı şeffaflığı muhafaza eder. Diğer katı polimer katkı maddelerine benzer yöntemle, yani
sıkma (extruders), veya püskürtmeli kalıplama yoluyla ilavesi yapılabilir (Anonim 2003).
Kullanılan polimerlere ve arzu edilen standartlara uygun olarak çinko borat, kısmi olarak
veya tamamen antimon oksit gibi bazı alev durdurucuların yerine kullanılabilir. Antimon
oksit ile kullanıldığında daha kuvvetli bir etkiye sahiptir. Halojen içeren sistemlerde alev
durdurucu 3,5 suya sahip çinko boratın kullanım seviyesi 100 birim reçine başına 3–25 birim
arasında değişirken, halojen içermeyen sistemlerde bu miktar 10–250 birimdir (Anonim
2003).
Çizelge 1. Çinko boratlar ve dehidratasyon sıcaklıkları
Çinko Borat Yapısı
Dehidratasyon
Sıcaklığı oC
2ZnO.3B2O3.7H2O
ZnO.B2O3.2H2O
2ZnO.2B2O3.3H2O
2ZnO.3B2O3.3,5H2O
4ZnO.B2O3.H2O
2ZnO.3B2O3
70
83
200
290
415
600
Teorik Bileşimi :
Bor Oksit (B2O3)
Çinko Oksit (ZnO)
Kristal Su (H2O)
% 48,05
% 37,45
% 14,50
Başlıca Fiziksel Özellikleri :
Kırılma İndisi
Ortalama Tane Boyutu
1,58
7–12 m
80
Çözünürlüğü (oda sıcaklığında)
Özgül Ağırlığı
<%0,28
2,77
Ayrıca çinko borat, 290°C'a kadar stabil olup, kuvvetli asit ve bazlarla hidroliz
edilebilmektedir (Anonim 2003).
1.6.Çinko Borat Üretimi
Çinko borat (2ZnO.3B2O3.3,5H2O) genel olarak borik asit ve çinko oksit hammaddeleri
kullanılarak üretilmektedir. Borik asit 95-98oC sıcaklıkta su içerisinde çözülmekte ve katı
toz halindeki çinko oksit ile aşı kristali olarak kullanılan çinko borat (2ZnO.3B2O3.3,5H2O)
belli bir oranda çözeltiye ilave edilmektedir. Oluşan karışım reaksiyon süresi boyunca bir
reaktörde karıştırılmakta ve reaksiyon sonucunda oluşan katı çinko borat ve zayıf borik asit
çözeltisi katı-sıvı ayırımına tabi tutulmaktadır. Katı çinko borat kekinin tuttuğu çözeltideki
borik asit, kekin kademeli olarak sıcak ve soğuk yıkanması suretiyle kazanılmakta ve elde
edilen zayıf borik asit çözeltisi yeniden sisteme geri çevrilmektedir. Yıkanmış nemli çinko
borat keki ise bir kurutucuda kurutulduktan sonra paketleme ünitesine gönderilmektedir
(Anonim 2003).
2.
DENEYSEL
Çalışmada, Hakkari yöresinden elde edilen simitsonit cevheri kullanılmıştır. Cevher,
çeneli bir kırıcıda kırıldıktan sonra öğütücüde öğütülerek 200 µm, 355 µm, 500 µm, 1000
µm ve 1250 µm tane boyutlarında fraksiyonlara ayrılmıştır. Cevherden alınan numunenin
bileşimi Manisa Tarım İl Müdürlüğünde kullanılan ICP cihazı ile tayin edilmiştir. Kullanılan
simitsonit cevherinin kimyasal analiz sonuçları Çizelge 2’de verilmektedir.
Cevhere ait kimyasal analiz çizelge 2. de verilmiş olup XRD grafiği de Şekil.1 de
verilmiştir.
Çizelge 2. Simitsonit cevherinin kimyasal bileşimi
Bileşen
Yüzde Bileşimi
Na2O
MgO
0,11%
Al2O3
0,09%
SiO2
0,70%
P2O5
0,09%
SO3
0,12%
CaO
0,32%
MnO
0,43%
Fe2O3
2,05%
ZnO
37,74%
ZrO2
0,07%
0,20%
81
Cd
0,03%
Ba
0,05%
Ta2O5
0,31%
WO3
0,38%
PbO
19,46%
Bi
0,02%
Diğer
Kızdırma kaybı
(850 ºC de)
2,37%
35,50%
Çözündürme işlemleri, atmosfer basıncında SELECTA Digiterm 200 marka sabit
sıcaklık sirkülatörü ve Heidolph RZR 2051 marka mekanik karıştırıcı ile donatılmış iki
boyunlu 250 mL’lik bir cam reaktörde gerçekleştirilmiştir. Reaksiyon esnasında meydana
gelebilecek buharlaşmaları önlemek için geri soğutucu kullanılmıştır. İçerisinde borik asit
çözeltisi bulunan reaksiyon ortamının sıcaklığı termal dengeye geldikten sonra önceden
belirlenmiş miktardaki simitsonit cevheri, reaktöre beslenerek reaksiyon başlatılmıştır.
Çizelge 3’de belirtilen zamanlarda karışımdan numune hızlı bir şekilde süzülmüş ve
süzüntüde Zn+2 tayini yapılmıştır.
Çizelge 3. Çözme işlemlerinde seçilen parametre ve değerleri
Tane boyutu(µm)
Tane boyutu için
reaksiyon süresi (dk)
200 ;
seçilen
Karıştırma hızı(Rpm)
10,
500;
20,
1000;
30,
45, 60
100, 300, 500, 700, 900
Karıştırma hızı için seçilen
reaksiyon süresi(dk)
Sıcaklık(oC)
10,
20,
30,
45, 60
26,
30, 35,
40, 60
Sıcaklık için seçilen reaksiyon
5,
süresi(dk)
10, 20,
Asit konsantrasyonu(M)
0,1,
Katı-sıvı oranı(gmL-1)
0.25/50,
5.0/50
82
0,3,
45,
0,5,
90
0,7, 0,9
0.5/50,
1.0/50,
Çizelge 4. Simitsonit cevherine ait chart list
Pos. [°2Th.]
3.
Height
[cts]
FWHM
[°2Th.]
d-spacing
[Å]
Rel. Int.
[%]
13,2032
25,1697
29,5622
32,6791
38,7750
42,9297
46,7541
51,5266
53,8829
62,2392
66,2494
68,3166
69,2544
70,1055
76,0131
79,5882
81,2937
83,1036
17,79
295,63
22,22
1650,79
187,22
110,20
374,25
58,37
323,12
124,00
85,32
43,78
24,05
170,36
25,19
30,31
31,95
13,37
0,5760
0,1920
0,1920
0,1680
0,1920
0,2160
0,1680
0,1920
0,2640
0,1680
0,1920
0,1680
0,1920
0,1680
0,1920
0,1920
0,3840
0,2880
6,70028
3,53535
3,01928
2,73807
2,32049
2,10504
1,94137
1,77221
1,70014
1,49044
1,40961
1,37191
1,35560
1,34121
1,25099
1,20353
1,18254
1,16132
1,08
17,91
1,35
100,00
11,34
6,68
22,67
3,54
19,57
7,51
5,17
2,65
1,46
10,32
1,53
1,84
1,94
0,81
88,8120
10,91
0,3840
1,10084
0,66
SONUÇ VE ANALİZLER
Ham simitsonitin sulu ortamda borik asit ile çözünmesi sonucu aşağıdaki genel
reaksiyonun meydana geldiği tahmin edilmektedir. Ürün olarak elde edilen çinko borata ait
yapı analizi şekil 2 de, kimyasal analizi çizelge 5 ‘te verilmiştir.
2ZnCO3 + 12H3B03
2ZnO3B2O3.9H2O + 2CO2
3.1.Tane Boyutunun Etkisi
Simitsonit cevherinin çözünme hızı üzerine tane boyutunun etkisi, 200 µm, 500 µm ve
1000 µm’lik parçacık boyutlarında incelenmiştir. Çözünme hızı üzerine tane boyutunun
etkisi Şekil 3’de verilmiştir. Bu verilere göre; tane boyutu küçüldükçe çözünme hızı
artmaktadır.
Tane boyutunun küçülmesi ile toplam yüzey alanı artmaktadır. Yüzey alanı arttıkça buna
bağlı olarak birim çözücü başına düşen çözünme yüzeyi de artmaktadır. Dolayısıyla tane
boyutunun küçülmesi ile dönüşüm yüzdesinin artması beklenen bir sonuçtur.
Sabit parametreler:
Karıştırma hızı:
Katı-sıvı oranı:
Asit Konsantrasyonu:
Sıcaklık:
700 Rpm
1 /100 g.mL-1
0,9 M
40oC
83
C o u n ts
R G - 4 S IM IT S O N IT - 4 8 4 5
1 50 0
1 00 0
50 0
0
20
30
4 0
5 0
60
P o s i ti o n [° 2 T h e ta ]
Şekil 1. Simitsonit cevherinin XRD grafiği
Şekil 2.Ürünün (çinko boratın) yapı analizi
Şekil 3. Çözünme hızı üzerine tane boyutunun etkisi
84
70
8 0
Çizelge 5.Ürünün (Çinkoboratın) kimyasal analizi
Bileşen
Yüzde Miktarı
Na
Mg
Al
Si
S
Ca
Mn
Fe
Zn
Pb
O
C
B
Diğer
0,08%
0,05%
0,01%
0,09%
0,04%
0,01%
0,03%
0,01%
11,95%
0,11%
53,03%
5,12%
28,32%
1,14%
3.2. Karıştırma Hızının Etkisi
Simitsonit cevherinin çözünme hızı üzerine karıştırma hızının etkisi 100 rpm, 300 rpm,
500 rpm 700 rpm ve 900 rpm ’lik hızlarda incelenmiştir. Çözünme hızı üzerine karıştırma
hızının etkisi ait sonuçlar Şekil 4 ’de verilmiştir. Karıştırma ile tanecik etrafında reaksiyon
esnasında oluşabilecek film tabakası kırılabilir veya birim zamanda katının reaktif ile
temasının artması sonucu çözünme hızında artış beklenebilir. Ancak, elde edilen sonuçlardan
görüldüğü gibi, tam süspansiyonun sağlandığı karıştırma hızlarında karıştırma hızının
artması çözünme hızı ihmal edilebilecek kadar az artırmıştır. Ayrıca, hiç karıştırmanın
olmadığı durumda da belli bir düzeyde çözünme olduğu tespit edilmiştir.
Şekil 4. Simitsonitin çözünme hızı üzerine karıştırma hızının etkisi
85
Sabit parametreler:
Tane boyutu:
Sıcaklık:
200 µm
1 /100 g.mL-1
0,9 M
40oC
3.3. Asit Konsantrasyonunun Etkisi
Simitsonit cevherinin çözünme hızı üzerine asit konsantrasyonunun etkisi, 0,1 M, 0,3 M,
0,5 M, 0,7 M ve 0,9 M’lık borik asit konsantrasyonu, değerlerinde incelenmiştir. Çözünme
hızı üzerine asit konsantrasyonunun etkisi ile elde edilen sonuçlar Şekil 5 ’de verilmiştir.
Elde edilen sonuçlardan görüleceği gibi, 0,9 M değerine kadar asit konsantrasyonu arttıkça
çözünme artmakta ancak bu değerden sonra borik asit reaksiyon şartlarında kristallenme
meydana getirdiğinden daha derişik bir konsantrasyonda çalışılamamıştır. Fakat sıcaklığı
arttırdığımızda çözünmede bir azalma görülmüştür.
Bu azalma şuna bağlanabilir. Konsantrasyon arttıkça, çözmede etkin olan H+ iyonu
konsantrasyonu artmakta ve dolayısıyla çözünmede artmaktadır. Belli bir konsantrasyon
değerinden sonra çözeltideki H+ iyonlarının hareket kabiliyeti azalmakta ve tanecik
çevresinde çok hızlı reaksiyon vererek doygunluk değerine ulaşılmaktadır. Bu durum katı
çevresinde zor çözünen bir film tabakası meydana getirmekte ve dolayısıyla çözünme hızı
azalmaktadır (Imamutdinova 1967; Demir 2003). Ayrıca, asit konsantrasyonunun artması,
ortamda çözücü olarak bulunan su miktarının azalması anlamına gelmektedir ki, bu durumda
çözünürlüğe olumsuz etki yapabilmektedir.
Şekil 5.Simitsonitin çözünme hızı üzerine asit konsantrasyonunun etkisi (0,1 -1 M)
Sabit parametreler:
Tane boyutu:
Sıcaklık:
700 rpm
1 /100 g.mL-1
200 µm
40oC
86
3.4.Katı – Sıvı Oranın Çözünürlük Üzerine Etkisi
Simitsonit cevherinin çözünme hızı üzerine katı – sıvı oranın etkisi, 0,25/50, (g/mL)
0.5.50 (g/mL), 1,0/50 (g/mL) ve 5,0/50 (g/mL)’lik oranların katı- sıvı oranları incelenmiştir.
Çözünme hızı üzerine katı- sıvı oranın etkisi ve elde edilen sonuçlar Şekil 6’de verilmiştir.
Sonuçlarda az olan miktarın yani 0.25.50 g/mL.’nin çözünürlüğü daha yüksek olduğu
görülmüştür. Bu amaçla etkin parametreler seçilerek, çözünürlüğe, katı – sıvı oranın etkisi
incelenmiştir.
Şekil 6.Simitsonitin çözünme hızı üzerine katı- sıvı oranın etkisi
Sabit parametreler:
Tane boyutu:
Sıcaklık:
700 rpm
200 µm
40oC
0,9 M
3.5.Reaksiyon Sıcaklığının Etkisi
Simitsonit cevherinin çözünme hızı üzerine sıcaklığın etkisi 26 oC, 30 oC, 35 oC, 40 oC,
ve 60oC’lik sıcaklık değerlerinde incelenmiştir. Çözünme hızı üzerine sıcaklığın etkisi şekil
7. da verilmiştir. Reaksiyon ortamında sıcaklığın artması, taneciklerin kinetik enerjisini ve
dolayısıyla çarpışma hızlarını ve böylece çözücü ile olan etkileşimini artıracağından
çözünmede artacaktır.
87
Şekil 7. Simitsonitin çözünme hızı üzerine sıcaklığın etkisi
Sabit parametreler:
Tane boyutu:
4.
700 rpm
1 /100 g.mL-1
200 µm
0,9 M
SONUÇ
Gelişmekte olan ülkelerde, yeraltı kaynaklarının değerlendirilmesi ekonomik kalkınma
açısından çok önemlidir. Özellikle Türkiye gibi zengin yeraltı kaynaklarına sahip ülkelerde
bu daha da ön plana çıkmaktadır. Hammadde belli bir işleme prosesinden geçtikten sonra
elde edilen ürün ve yan ürünlerin değeri hammaddeye göre çok daha yüksek olmaktadır.
Dolayısıyla pasif durumda bulunan maden yataklarının değerlendirilmesi ile ülke
ekonomisinin daha da güçleneceği düşünülmektedir. Aynı zamanda dünyadaki artan metal ve
metalik bileşikler ihtiyacı, madenlerin değerlendirilmesi için yoğun çalışmaların yapılmasına
neden olmaktadır.
Yaygın bir şekilde çinko ve bileşiklerinin elde edilmesinde sülfürlü cevherler
kullanılmaktadır. Ancak sülfürlü cevherlerin tükenmesinin yanı sıra işlenmeleri esnasında
kükürt emisyonları oluşturmaları nedeniyle diğer çinko içeren cevherlerde cazip hale
gelmiştir.
Simitsonit de, sülfürlü cevherlere alternatif olan diğer önemli çinko içeren
cevherlerdendir. Yapılan literatür araştırmalarına göre, ülkemizde önemli simitsonit (çinko
karbonat) yataklarına rastlanmaktadır. Simitsonit, bileşiminde önemli miktarda çinko
içermektedir. Bilindiği gibi çinko, en çok kullanılan ve her geçen gün kullanım oranı artan
dayanıklı bir metaldir. İnşaat, altyapı, makine-ekipman, ulaşım, akümülatör, pil, ilaç, boya,
kozmetik sanayinde kullanılan teknik ve ekonomik değere sahip olan çinko metali ve çinko
bileşiklerinin yüksek oranda çinko içeriğine sahip simitsonit (çinko karbonat) cevherinden
elde edilebilmesi, ayrıca son yıllarda gelişmekte olan alev geciktiriciler sektöründe başta
olmak üzere tarım alanlarında gübre olarak da kullanılmakta olan çinko boratın alternatif bir
yöntemle üretimine ışık tutması amacıyla, böyle bir çalışmaya ihtiyaç duyulmuştur.
88
Çalışmada ülkemizde rezervi en fazla bulunan borun asidi yani borik asit kullanılmıştır.
Çalışma sonunda ham (tüvenan) simitsonit kullanılarak çinko borat elde edilebileceği
görüldü. Üretilen çinko boratın optimum şartları; 60 °C sıcaklıkta, 200 µm tanecik
boyutunda simitsonit cevheri kullanılarak, 700 rpm karıştırma hızı, 45 dk. reaksiyon süresi
ve 0.9 M’ lık Borik asit konsantrasyonu değerleri kullanılarak sağlanmıştır.
TEŞEKKÜR
Bu çalışma Celal Bayar Üniversitesi Bilimsel Araştırma Projeleri (BAP) Komisyonunca FEF
2008-099 nolu proje olarak desteklenmiştir. Katkılarından dolayı CBÜ BAP Komisyonuna
teşekkür ederiz.
89
5. KAYNAKLAR
[1] Anonim 1979. Türkiye Sektörü Araştırması, Magnezyum, Manyezit ve Magnezyum
Bileşikleri, Türkiye Sınaî Kalkınma Bankası, Kimya 2, Ankara.
[2] Anonim 1982. Türkiye Manyezit Envanteri, Maden Tetkik ve Arama Enstitüsü Yayınları,
No:186,Ankara.
[3] Anonim 2000.Sekizinci Beş Yıllık Kalkınma Planı Demirdışı Metaller Sanayi Özel
İhtisas Komisyonu Raporu, Ankara.
[4] Alan W. Weimer Carbide, Nitride and BoridenMatrials Synthesis and Processing
Anonim 2003 ETİ Maden işletmeleri A.Ş. Çinkoborat Üretim Ön Fiziilite Etüdü
[5] Abdel-Aal, E.A., 2000. Kinetics of sulfuric acid leaching of low-grade zinc silicate ore.
Hydrometallurgy, 55, 247-254.
[6] Aydoğan, S., Aras, A., Canbazoğlu, M., 2005. Dissolution kinetics of sphalerite in
acidic ferric chloride leaching. Chemical Engineering Journal, 114, 67-72.
[7] Aydoğan, S., 2006. Dissolution kinetics of sphalerite with hydrogen peroxide in
sulphuric acid medium. Chemical Engineering Journal, 123, 65-70.
[8] Atabek, B., 2005. Ham ve kalsine manyezit cevherinin glukonik asit çözeltilerinde
çözünme kinetiği ve optimizasyonu. Doktora Tezi, Fen Bilimleri Enstitüsü, Erzurum.
[9] Demir, M., Demirci, Ş., Usanmaz, A., 2001. Analitik ve Sınai Kimya Laboratuvarı,
M.E.B. Devlet Kitapları Ostim Mesleki Eğitim Merkezi,Ankara.
[10] Demir, M., Demirci, Ş., Usanmaz, A., 2001. Analitik ve Sınai Kimya Laboratuvarı,
M.E.B. Devlet Kitapları Ostim Mesleki Eğitim Merkezi,Ankara.
[11] Dvorak, P., Jandova, J., 2005. Hydrometallurgical recovery of zinc from hot dip
galvanizing ash. Hydrometallurgy, 77, 29-33.
[12] Faid, F., Contamine, F., Wilhelm,A. M., Delmas, H., 1998. Comparasion of ultrasound
effects in different reactors at 20 kHz. Ultrasonic Sonochemistry, 5 (3), 119- 124.
[13] Faid, F., Romdhane, M., Gourdun, C., Wilhelm,A. M., Delmas, H., 1998. Acomparative
study of local sensors of power ultrasound effects electrochemical, thermoelectrical and
chemical probes. Ultrasonics Sonochemistry,5 (2), 63-68.
[14] Ju, S., Motang, T., Shenghai, Y., Yingnian, L., 2005. Dissolution kinetics of
smithsonite ore in ammonium chloride solution. Hydrometallurgy, 80, 67-74.
[15] Kanari, N., Mishra, D., Gaballah, I., Dupre, B., 2004. Thermal decomposition of zinc
carbonate hydroxide. Thermochimica Acta, 410, 93-100.
[16] Kirk – Othmer, “Encyclopedia of Chemical Technology”, Wiley – Interscience
Publication, John Wiley and Sons, Third Edition, volume 4, p.106, volume 10, 361 – 365
(1981).
90
[17] Kirk, E.R., and Othmer, D.F., 1952. Encylopedia of chemical technology, vol.15,
Interscience, New York, p.229.
[18] Lee, H.I., Wang, Yi-J., Chern, Jia-M., 2005. Extraction kinetics of heavy metalcontaining sludge. Journal of Hazardous Materials , B123,112-119.
[19] Nobari, A.H and Halali, M.,2006. An investigation on the calcination kinetics of zinc
carbonate hydroxide and Calsimin zinc carbonate concentrate. Chemical
Engineering
Journal, 121, 79-84.
[20] Weisener, Christopher.G., Smart, Roger.St.C., Gerson, Andrea.R., 2004. A comparison
of the kinetics and mechanism of acid leaching of sphalerite containing low and high
concentrations of iron. Int.J.Miner.Process, 74, 239-249.
91
BORLANMIŞ VE SEMANTASYON YAPILMIŞ SAE 1020 YATAĞIN
AŞINMA ÖZELLİKLERİ
WEAR PROPERTIES OF BORONIZED AND CARBURED SAE 1020
BEARING
Bekir Sadık ÜNLÜ1, Selim Sarper YILMAZ1 , Mehmet UZKUT2
ÖZET
Kaymalı yatak malzemesi olarak endüstride döküm yöntemiyle üretilen bakır esaslı
bronz malzemeler yaygın bir şekilde kullanılmaktadır. Bu malzemeler kaymalı yataklardan
beklenen özellikleri sağlamaktadırlar. Fakat demir esaslı yataklar mil malzemesi ile aynı
olduğundan ve adhesiv aşınmaya yol açtığından kaymalı yatak olarak kullanılmamaktadır.
Isıl işlemlerle bu adhesiv aşınma azaltılabilir. Bu çalışmada, demir esaslı SAE 1020,
borlanmış B-SAE 1020 ve semantasyon yapılmış S-SAE 1020 yatakların aşınma özellikleri
incelenmiştir.
Anahtar Kelimeler: SAE 1020, borlama, semantasyon, aşınma.
ABSTRACT
Copper based bronze materials manufactured by cast method are widely used as journal
bearings in industry. These materials ensure desired properties for journal bearings. But,
ferrous based bearings are not used for adhesive wear and same with journal material as
journal bearing. This adhesive wear can be decreased by heat treatment. In this study, wear
properties of ferrous based SAE 1020, TS DDK 40, and SAE 304 bearings have been
examined.
Keywords: SAE 1020, boronizing, carburing, wear.
1. GİRİŞ
Kaymalı yatak malzemesi olarak, endüstride ilk zamanlar tahta, demir, deri v.b.
malzemeler kullanılmıştır. Zamanla bunların yerini pirinç, bronz, beyaz metal almıştır. Son
zamanlarda alüminyum ve çinko esaslı malzemeler kullanılmaya başlanmıştır. İlerleyen
teknoloji ile birlikte devamlı yağlama imkanı olmayan yerlerde kendinden yağlamalı sinter
bronz-demir yataklar ve belirli kullanım alanları için polimer malzemeler kullanılmaya
başlanmıştır. Kaymalı yatakların seçiminde ise kullanım yerlerine göre kendinden beklenen
özellikleri sağlayan malzemeler seçilmelidir. Malzemelere aşınma dayanımlarını arttırmak
için uygulanan yüzey sertleştirme işlemlerinden bazıları; semantasyon ve borlama işlemidir.
Semantasyon, ostenit sıcaklığında malzeme yüzeyine karbon emdirilip, su verme işlemidir.
Borlama ise bu sıcaklıklarda bor emdirme işlemidir.
1
2
Öğr. Gör. Dr. Celal Bayar Üniversitesi., Turgutlu MYO, Makina Böl. 45400 Turgutlu/MANİSA.
Yrd. Doç. Dr. Celal Bayar Üniversitesi., Makina Böl. 45400 Turgutlu/MANİSA.
92
Kaymalı yatak malzemesi olarak, bakır esaslı malzemelerden bronz iyi korozyon
direnci, yüksek ısıl ve elektriksel iletkenlik, ve iyi aşınma direnci gibi özelliklerinden dolayı
uzun zamandır yatak malzemesi olarak kullanılmaktadır [1-4]. Kaymalı yatak
malzemelerinin düşük sürtünme katsayısı, yüksek aşınma direnci, yüksek yükleme
kapasitesi, iyi korozyon dayanımı, iyi ısıl iletkenlik, düşük ısıl genleşme ve yabancı
partikülleri gömme gibi özelliklere sahip olması gerekir [5]. Düşük ısıl iletkenlik, uygun
olmayan yükleme yataklarda aşırı zorlanmalar doğurur. Bu durum yorulma ömrü açısından
önem kazanır [6].
Adhezyon aşınması, yataklarda özgül yatak yükü (p) ve yatak çevresel hızı (v)
büyüklüklerinden önemli şekilde etkilenir. Ancak yatakların uygun pv değerlerinde
kullanılması durumunda aşınma miktarı azalmaktadır [7]. Pratikte demir esaslı malzemeler
mil malzemesiyle aynı olduğundan fazla adhesiv aşınma gösterdiği için kaymalı yatak olarak
kullanılmamaktadır. Bu adhesiv aşınma borlama ile azaltılır ve yatak olarak kullanılabilir [8].
Demir esaslı olarak kaymalı yatak malzemelerinden dökme demir ve T/M yöntemiyle
üretilmiş sinter demir kullanılır [7, 9-13].
Malzeme yüzeyi iyileştirme işlemlerinden biri de borlamadır. Bor ile yüzey sertleştirme,
termo-kimyasal bir işlem olup esas olarak borun yüksek sıcaklıkta çelik yüzeyine
difüzyonudur. Borlanmış yüzeyler sürtünme katsayısı düşük, aşınma direnci yüksek hale
gelir. Malzeme yüksek sıcaklıklarda sertlik ve tribolojik özelliklerini korur [14]. Borlama ile
malzeme yüzeyinde sert bir seramik tabakası oluşur. Örneğin Fe yüzeyine uygulanırsa oluşan
bu tabaka FeB tabakasıdır. Bor difüze edilmiş yüzeylerin aşınma direnci normal yüzeylere
göre yaklaşık 100 kat fazladır [15]. Borlama ile yüzey sertleştirme işlemlerine göre çok sert,
sürtünme katsayısı düşük, korozyon direnci yüksek yüzey tabakası elde edilebilmesinin
yanında darbesiz yüklemelere ve aşınmaya maruz makina parçalarının borlanması ve matris
malzemesine yapılacak uygun ısıl işlemlerle, bunların çalışma ömürlerini oldukça fazla
artıracak ve ülkemiz ekonomisine büyük katkılar sağlar [16].
Bor tabakasına C elementinin de etkisi vardır. Az karbonlu çeliklerde daha kalın bor
tabakası elde edilmektedir [17]. Borlamadaki en büyük kazanç sertliktir. Çeliklerde 2000 HV
dolayındadır. Borlanmış yüzeylerde teflona yakın sürtünme katsayısı elde edilir. Bor tabakası
alaşımsız çeliklerde alaşımlılara göre 1,5-2 kat fazladır [18, 19].
Bu çalışmada döküm yöntemiyle üretilmiş demir esaslı; işlemsiz SAE 1020, borlanmış
SAE 1020 ve semantasyon yapılmış SAE 1020 yatak numuneleri yeni geliştirilen radyal
kaymalı yatak aşınma test cihazında [20] aşındırılarak sürtünme katsayısı, yatak sıcaklığı,
yatak ve mil aşınma kayıpları belirlenmiştir.
2.
DENEYSEL ÇALIŞMALAR
Deney malzemeleri olarak; mil numunesi için SAE 1050 çelik mil, yatak numunesi
olarak demir esaslı işlem yapılmamış SAE 1020, borlanmış B-SAE 1020 ve semantasyon
yapılmış S-SAE 1020 kullanılmıştır. Kaymalı yatak deney numuneleri, 20 N kuvvet, 1500
d/dak da toplam 150 dakika yağlı ortamda aşındırılmıştır. Yağlama ise SAE 90 dişli yağı ile
yapılmıştır
Deneylerde kullanılan yatağın iç çapı d=10+0.05 mm, genişliği B=10 mm, dış çapı D=15
mm, milin ise çapı d=10 mm dir. Bu yatak ve mil malzemelerinin kimyasal bileşenleri Tablo
1 de gösterilmiştir. Bu deney sonundaki süre; n=1500 devir sayısında v=0.785 m/s hıza ve
7065 m kayma mesafesine karşılık gelir.
93
Tablo1. a) SAE 1050 çelik milin kimyasal bileşenleri (% Ağırlık).
Malzeme
C
Si
Mn
P
S
Fe
SAE 1050
0.51 0.25 0.75 0.040 0.050 Kalan
b) Yatak malzemesinin kimyasal bileşenleri (% Ağırlık).
Malzeme
C
Si
Mn P
S
Fe
SAE 1020
0.2
0.25 0.5
0.040 0.05
Kalan
3.
DENEY SONUÇLARI ve TARTIŞMA
Aşınmayı etkileyen parametrelerden olan aşınma öncesi ve sonrası yüzey pürüzlülük
değerleri Mitutoyo-CE marka profilemetre cihazında hassas ölçümlerle yapılıp, Tablo 2’ de
verilmiştir. Yatakların yüzey pürüzlülüğü aşınma sonrası daha da azalmıştır. Fakat milin ise
yüzey pürüzlülüğü aşınma sonrası daha da artmıştır. Bu duruma adhesiv aşınma neden
olmuştur.
Tablo 2. Numunelerin yüzey pürüzlülüğü değerleri.
Pürüzlülük
SAE 1050 SAE 1020 B-SAE 1020 S-SAE 1020
4.22
2.51
4.55
Ra (m) (Aşınma Öncesi) 0.5
3.82
2.14
4.29
Ra (m) (Aşınma Sonrası) 0.9
Malzemeye göre sürtünme katsayısı değişimi Şekil 1 de, yatak sıcaklığı süre değişimi
Şekil 2 de, yatak ağırlık kaybı değişimi Şekil 3 de ve mil ağırlık kaybı değişimi de Şekil 4 te
verilmiştir. En düşük sürtünme katsayısı ve yatak sıcaklığı B-SAE 1020 yatakta meydana
gelmiştir. En yüksek yatak ağırlık kaybı işlemsiz SAE 1020 ve S-SAE 1020 yatakta ve en
yüksek mil ağırlık kaybı ise SAE 1020 yatakta olmuştur. Şekilden görüldüğü gibi deney
sonunda aynı koşullarda işlemsiz SAE 1020 ve S-SAE 1020 yatak yaklaşık olarak 2 mg
aşınırken borlanmış B-SAE 1020 yatak 0.2 mg aşınmıştır. Mili ise B-SAE yatak 0.2 mg ve
S-SAE 1020 yatak 2 mg aşındırırken, SAE 1020 yatak ise 4.9 mg aşındırmıştır. Yani,
işlemsiz SAE 1020 yatak, S-SAE yatağa göre ve S-SAE 1020 yatak B-SAE 1020 yatağa göre
daha fazla aşınmıştır. SAE 1020 yatak ise mili en fazla aşındırmakla birlikte, kendisi ve SSAE 1020 yatak en çok aşınmıştır. En iyi yatak ve mil açısından aşınma özellikleri B-SAE
1020 yatakta elde edilmiştir.
Buradaki yatak malzemeleri ayrı ayrı işlemsiz (SAE-1020), borlanmış (B-SAE 1020) ve
semantasyon yapılmış (S-SAE 1020) olarak incelenip birbiriyle karşılaştırılmıştır. Yatak
aşınma kaybı borlanmış yatakta işlemsiz ve semantasyon yapılmış yatağa göre yaklaşık 10
kat daha az gerçekleşmiştir. Borlanmış yatakta mil aşınma kaybı ise, semantasyonlu yatağa
göre 10 kat, işlemsiz yatağa göre 25 kat daha az gerçekleşmiştir.
Optik mikroyapı görüntüleri incelendiğinde; demir esaslı SAE 1020 yatakta, derin
adhesiv aşınma izleri oluşmuştur. Borlanmış SAE 1020 yatakta homojen, düzgün bir aşınma
oluşmuştur. Bor tabakasının katı yağlayıcı özellik göstermesi [8, 16] ve seramik yapı
oluşturarak adhesiv aşınmanın önemli ölçüde azaldığı gözlenmiştir. Semantasyon yapılmış
SAE 1020 yatakta belirgin bir aşınma izi ve yüzeyde yüksek sertlikten dolayı plastik şekil
değiştiren bir bölge oluşmamıştır (Şekil 5-7). Bu görüntüler Hund Wetzlar CCD-290 ışık
mikroskobunda 100 büyütmede çekilmiştir.
94
Sürtünme Katsayısı ( m )
0,07
0,06
0,05
SAE 1020
0,04
B-SAE 1020
0,03
S-SAE 1020
0,02
0,01
0
0
0,5
1
1,5
2
2,5
Süre (saat)
Şekil 1. Sürtünme katsayısı-süre değişimi
Yatak Sıcaklığı ( 0C)
50
45
SAE 1020
40
B-SAE 1020
S-SAE 1020
35
30
0
0,5
1
1,5
2
2,5
Süre (h)
Şekil 2. Yatak sıcaklığı-süre değişimi
95
Aşınma Kaybı (mg)
2
1,8
1,6
1,4
1,2
1
0,8
0,6
0,4
0,2
0
SAE 1020
B-SAE 1020
S-SAE 1020
0
0,5
1
1,5
2
2,5
Süre (saat)
Aşınma Kaybı (mg)
Şekil 3. Yatak aşınma kaybı-süre değişimi
5
4,5
4
3,5
3
2,5
2
1,5
1
0,5
0
SAE 1020
B-SAE 1020
S-SAE 1020
0
0,5
1
1,5
2
2,5
Süre (saat)
Şekil 4. Mil aşınma kaybı-süre değişimi
96
Şekil 5. SAE 1020 yatağın aşınma yüzeyi görüntüsü (x 100).
Şekil 6. B-SAE 1020 yatağın aşınma yüzeyi görüntüsü (x 100).
Şekil 7. S-SAE 1020 yatağın aşınma yüzeyi görüntüsü (x 100).
97
4.
SONUÇLAR
1. En düşük sürtünme katsayısı ve yatak sıcaklığı B-SAE 1020 yatakta meydana
gelmiştir.
2. Yatak aşınma kaybı borlanmış yatakta (B-SAE 1020) işlemsiz (SAE-1020) ve
semantasyon yapılmış (S-SAE 1020) yatağa göre yaklaşık 10 kat daha az gerçekleşmiştir.
3. Borlanmış yatakta mil aşınma kaybı ise, semantasyonlu yatağa göre 10 kat, işlemsiz
yatağa göre 25 kat daha az gerçekleşmiştir.
4. İşlemsiz SAE 1020 yatak, S-SAE yatağa göre ve S-SAE 1020 yatak B-SAE 1020
yatağa göre daha fazla aşınmıştır. SAE 1020 yatak ise mili en fazla aşındırmakla birlikte,
kendisi ve S-SAE 1020 yatak en çok aşınmıştır. En iyi yatak ve mil açısından aşınma
özellikleri B-SAE 1020 yatakta elde edilmiştir.
98
5. KAYNAKLAR
[1] Schmidt, R. F., Schmidt, D. G., “Selection and Application of Copper Alloy Castings”,
ASM Handbook (II), pp. 346-355, 1993.
[2] Prasad, B. K., “Dry Sliding Wear Response of Some Bearing Alloys as Influenced by the
Nature of Microconstituents and Sliding Conditions”, Metall Trans. (A-28), pp. 809-815,
1997.
[3] Backensto, A.B., “Effects of Lubricants on the Properties of Copper-Tin Powders and
Compacts”, N.Jersey, Advences in P/M, Proc. Of PM Conf., APMI, pp.303-314, 1990.
[4] Simons, C., Buchkremer H.P., Stöver D., “Green and Sinter Compaction Studies of Cu
and Fe Based Friction Materials”, Birmingham, EURO PM 95, Proceeding, pp. 93-99, 1995.
[5] Schatt, W., Wieters, K. P., “Powder Metallurgy”, Processing and Materials, EPMA,
Shrewsbury, U.K., pp. 492, 1997.
[6] Kurban, A. O., “Metallerin Isıl Yorulma Ömrü ve Bunun Dizayn Açısından Etüdü”,
Denizli Bilim Günleri, TMMOB, MMO, Yayın No 221, s. 483-493, 1999.
[7] Varol, R., “Cu ve Fe Esaslı T/M Yatak Malzemelerinin Aşınma Özellikleri”, DEÜ Müh.
Fak. Fen ve Müh. Dergisi Cilt 3, Sayı 1, s. 81-90, Ocak 2001.
[8] Ünlü, B. S., “Kaymalı Yataklarda Tribolojik Özelliklerin ve Borlanmış Demir Esaslı
Malzemelerin Yatak Olarak Kullanılabilirliğinin Belirlenmesi”, Doktora Tezi, C. B. Ü. Fen
Bil. Enst., Manisa, 2004.
[9] Bradury, S., “Powder Metallurgy Equipment Manual-3”, N. Jersey, Powder Metallurgy
Assoc., pp. 191, 1996.
[10] Sarıtaş, S., “ Toz Metallurjisi”, Ankara Makine Mühendisleri Odası, Makine Müh. El
Kitabı s. 64-82, 1992.
[11] Bradury, S., “Powder Metallurgy Equipment Manual-3”, N. Jersey, Powder Metallurgy
Assoc., pp.191, 1996.
[12] Justino, J. G., Bernardini, P. A. N., “Self-Lubricating Bearings: Microstructural and
Dimensional Evolution Under Industrial Processing Conditions”, Materials Science Forum,
299-300, pp. 356-363, 1999.
[13] Can, A. Ç., Özmen, Y., Topcu, M., “Formation of tangential pre-stress as a residual
stress and its influence on the tribological performance of nodular cast irons”, Tribology
International, 33, pp. 531-535, 2001.
[14] Matuschka, A. G., “Boronizing”, Carl Hanser Verlag, München Wien, 1980.
[15] Karamış, M. B., Nair, F., Selçuk, B., “Borlanmış Malzemelerin Tribolojik Özellikleri”,
6. Denizli Malzeme Sempozyumu, s. 446-454, 1995.
99
[16] Atik, E., “Çeliklerin Borlanarak Aşınma Dayanımlarının Artırılması”, Mühendis ve
Makina, Sayı 445, s. 17-20, Şubat, 1997.
[17] Göy, Z., “Borlama”, Yüksek Lisans Tezi, İTÜ, Fen Bil. Enst., İstanbul, 1984.
[18] Bozkurt, N., “Bor Yayınımıyla Çeliklerde Yüzey Sertleştirme”, Doktora Tezi, İTÜ, Fen
Bil. Enst., İstanbul, 1984.
[19] Yılmaz, S. S., “Çeliklerde Bor İle Yüzey Sertleştirme”, Yüksek Lisans Tezi, C. B. Ü.
Fen Bil. Enst., 1997.
[20] Atik, E., Ünlü, B. S., Meriç, C., “Radyal Kaymalı Yatak Aşınması Deney Cihazı
Tasarımı”, Makine Malzemeleri ve Teknolojisi (MAMTEK) Sempozyumu, s. 98-103,
Manisa 2001.
100

θ - Soma Meslek Yüksekokulu

Transkript

Benzer belgeler

Makaleyi Yazdır - Selçuk Teknik Online Dergi

RonaCare® Ectoin: Cildinizi koruyan, devrimsel cilt bakım bileşeni

Animal Planet - Doğan Egmont

Fizik-1 Uygulama-5

geleneksel ve hızlı sinterleme yöntemleri

GOT-It 2.0.1 ile Elektromanyetik Sistemlerin

Güvenlik Bilgi Formu