CIVATALARIN ÇEKME DAYANIMLARINA SIKMA AMAÇLI

UYGULANAN TORKUN ETKİLERİ VE GERİLME-DEFORMASYON İLİŞKİLERİ

Ziya Turgut ÖZMEN

YÜKSEK LİSANS TEZİ MAKİNE MÜHENDİSLİĞİ

GAZİ ÜNİVERSİTESİ FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ

MART 2006 ANKARA

iii

CIVATALARIN ÇEKME DAYANIMLARINA SIKMA AMAÇLI UYGULANAN TORKUN ETKİLERİ VE GERİLME-DEFORMASYON

İLİŞKİLERİ ( Yüksek Lisans Tezi )

Ziya Turgut ÖZMEN

GAZİ ÜNİVERSİTESİ

FEN BİLİMLERİ ENSTİTÜSÜ Mart 2006

ÖZET

Cıvatalara öngerilme verilmesi amacıyla uygulanan tork miktarının ne kadarlık bir kısmının cıvata kafası ile bağlanan parça yüzeyi arasındaki sürtünme sebebiyle kaybolduğu hususundaki belirsizlikler nedeniyle, öngerilme değerinin bilinçli veya bilinçsiz bir biçimde cıvatanın akma mukavemetinin üzerinde verilmesi sonucunda oluşabilecek risklerin belirlenmesi amacıyla, akma mukavemetinin üzerinde öngerilme sağlayacak değişik tork değerleri, M16 x 160, 6.8, DIN 931, numune cıvatalara tork anahtarı vasıtasıyla uygulanmış ve torklama sonrası çekme deneyleri özel bir aparat vasıtasıyla yapılmıştır. Elde edilen akma ve çekme mukavemet değerlerinin direkt çekme sonucu elde edilen değerlerle karşılaştırılması sonucunda akma mukavemetinde, tork artışıyla orantılı bir biçimde belli bir değere kadar artış gözlenmiştir ki bunun sebebi, Prandtl Reuss ve von Mises kriterlerinin beraber değerlendirilmesi sonucu, cıvata dairesel kesiti için ortaya çıkarılan elastoplastik yaklaşımla açıklanmaya çalışılmıştır.

iv

Çekme mukavemetinde herhangi bir düşüş gözlenmemiştir. Fakat akma mukavemetindeki artış cıvatanın deformasyon kapasitesinin düşmesine sebep olmuştur. Bilim Kodu : 914. 1. 073 Anahtar Kelimeler : Elastoplastik yaklaşım Sayfa Adedi : 73 Tez Yöneticisi : Prof. Dr. Mahmut ÖZBAY

v

EFFECTS OF THIGHTENING TORQUE TO THE TENSILE STRENGTH OF BOLTS

AND STRESS-STRAIN RELATIONS ( M.Sc. Thesis )

Ziya Turgut ÖZMEN

GAZI UNIVERSITY

INSTITUTE OF SCIENCE AND TECHNOLOGY March 2005

ABSTRACT

Because of the uncertainities about how much of the torque is lost due to the friction between the bolt head and the grip material surface , aiming to determine the risks result from giving preloads to the bolts exceeding the yielding point either consciously or not, M16 x 160, DIN 931, 6.8 Grade bolts are torked using a torque wrench at various values providing preloads over the yield point followed by tensile tests using a special apparatus. Ultimate tensile and yield strength values obtained from torqued tensile tests are compared with the results obtained from the direct tensile tests and a proportional increase in yield strength is observed according to the applied torque up to a certain value and this phenomenon is tried to be explained with an elastoplastical approach obtained from Prandtl Reuss and von Mises criterions on the circular section of the bolt .

vi

No decrease in ultimate tensile strenght was observed but increase in the yield strenght caused a decrease in the deformation capacity of the bolt. Science Code : 914. 1. 073 Key Words : Elastoplastical approach Page Number : 73 Adviser : Prof. Dr. Mahmut ÖZBAY

vii

TEŞEKKÜR

Çalışmalarım boyunca bilgi, tecrübe, destek ve anlayışını esirgemeyen

değerli hocam Prof. Dr. Mahmut Özbay’a sonsuz teşekkürlerimi sunarım.

Yine; yüksek lisans öğrenimine başladığım günden beri verdikleri manevi

destekten dolayı Aytemizler Makine San. Ltd. Şti. Üretim Müdürü Erol

Kürekci ve Genel Koordinatör Selim Bingöl’e, ayrıca çalışmamla ilgili

deneylerimi gerçekleştirmemde her türlü imkan ve kolaylığı sağlayan Mitaş

Cıvata San. Ltd. Şti.’deki çalışma arkadaşlarıma teşekkürü borç bilirim.

Son olarak; bugünlere gelmeme sebep olan anne ve babama, bu eğitim ve

öğrenim şansını bana sağlayan Türk Devleti’ne, edindiğim tüm bilgi ve

becerimi hayatımın sonuna dek Türk Milleti’nin hayrı için kullanacağıma and

içerek, teşekkür ederim.

viii

İÇİNDEKİLER Sayfa

ÖZET ..............................................................................................................iii ABSTRACT .....................................................................................................v TEŞEKKÜR ...................................................................................................vii İÇİNDEKİLER................................................................................................viii ÇİZELGELERİN LİSTESİ................................................................................xi ŞEKİLLERİN LİSTESİ ...................................................................................xii RESİMLERİN LİSTESİ ................................................................................ xiii SİMGELER VE KISALTMALAR ...................................................................xiv 1. GİRİŞ ..........................................................................................................1 2. CIVATA BAĞLANTILARININ TEORİSİ.......................................................2 2.1. Yüksek Dayanımlı Cıvataların Bağlanması ........................................3 2.2. Bağlantı Elemanları Üzerine Uygulanan Tork ve Yaratılan Öngerilme Kuvveti İlişkisi .................................................................13 2.3. Kendine Gelme .................................................................................19 2.4. Cıvataların Yeniden Kullanımı ..........................................................20 2.5. Galvaniz Kaplamalı Cıvata ve Somunlar ..........................................22 2.6. Rondelalar ....................................................................................... 25 2.7. Korozyon ve Kırılganlık .....................................................................26 2.7.1. Kimyasal korozyon ................................................................26 2.7.2. Elektromekanik korozyon.......................................................27 2.7.3. Gerilme korozyonu..................................................................28 2.7.4. Hidrojen kırılganlığı................................................................29 2.7.5. Gerilme kırılganlığı.................................................................29

ix

Sayfa 2.7.6. Gerilmeye bağlı korozyon kırılmaları..................................30 2.7.7. Hidrojen destekli gerilme korozyonu....................................31

2.7.8. Gerilme korozyonu üzerine alınacak önlemler.....................31

2.7.9. Korozyon yorulması.............................................................32

2.7.10. Sürtünme korozyonu ...........................................................33 2.7.11. Konsantre hücre korozyonu ................................................33 2.7.12. Erozyon korozyonu .............................................................33 2.7.13. Oyulma ve kavitasyon korozyonu .......................................33 2.8. Somun Mukavemetinin Etkisi ...........................................................33 3. CIVATALARDA GERİLME – DEFORMASYON İLİŞKİSİ .........................35

3.1. Elastik Sınır İçinde Burulma Sonrası Eksenel Yük Uygulanması .....................................................................................35 3.2. Elastik - Plastik Sınıra Kadar Burulma Sonrası Eksenel Yük Uygulaması ..............................................................................39 4. EKSENEL YÜK VE TORKUN EŞZAMANLI UYGULANMASI ..................40 4.1. Yapılan Kabuller ...............................................................................42 5. DENEY .....................................................................................................44 6. SONUÇ VE ÖNERİLER............................................................................57 KAYNAKLAR ............................................................................................... 59 EKLER ..........................................................................................................60 EK- 1. “Direkt Çekme Testi 1” İçin Yük – Uzama Eğrisi................................61 EK- 2. “Direkt Çekme Testi 2” İçin Yük – Uzama Eğrisi................................62 EK- 3. “Direkt Çekme Testi 3” İçin Yük – Uzama Eğrisi................................63 EK- 4. “24480 Kg.mm Torklu Çekme Testi 1” İçin Yük – Uzama Eğrisi…....64 EK- 5. “24480 Kg.mm Torklu Çekme Testi 2” İçin Yük – Uzama Eğrisi…....65 EK- 6. “24480 Kg.mm Torklu Çekme Testi 3” İçin Yük – Uzama Eğrisi…....66 EK- 7. “25500 Kg.mm Torklu Çekme Testi 1” İçin Yük – Uzama Eğrisi……67 EK- 8. “25500 Kg.mm Torklu Çekme Testi 2” İçin Yük – Uzama Eğrisi……68

x

Sayfa EK- 9. “25500 Kg.mm Torklu Çekme Testi 3” İçin Yük – Uzama Eğrisi…....69 EK-10.“30600 Kg.mm Torklu Çekme Testi 1” İçin Yük – Uzama Eğrisi……70 EK-11.“30600 Kg.mm Torklu Çekme Testi 2” İçin Yük – Uzama Eğrisi……71 EK-12.“30600 Kg.mm Torklu Çekme Testi 3” İçin Yük – Uzama Eğrisi…....72 ÖZGEÇMİŞ ...................................................................................................73

xi

ÇİZELGELERİN LİSTESİ

Çizelge Sayfa Çizelge 2.1. Temas sıkılığı sonrası somun döndürme miktarları...................7 Çizelge 5.1. Çekme testlerinde kullanılan numune cıvataya ait özellikler……………………………………………………………45 Çizelge 5.2. Yapılan çekme deneyleri sonucunda elde edilen değerler......49 Çizelge 5.3. Torksuz ve torklu çekmenin cıvatanın akma dayanımına etkisinin varyans analizi...........................................................50 Çizelge 5.4. Torksuz ve torklu çekmenin cıvatanın çekme dayanımına etkisinin varyans analizi...........................................................50 Çizelge 5.5. Torksuz ve torklu çekmenin cıvatanın deformasyon

kapasitesine etkisinin varyans analizi......................................51 Çizelge 5.6. 24480 kg.mm tork uygulanmış cıvatalar için kesitteki

elastik-plastik bölge oranlarına bağlı gerilme değerleri ...........54 Çizelge 5.7. 25500 kg.mm ve 30600 kg.mm tork uygulanmış cıvatalar

için kesitteki elastik – plastik bölge oranlarına bağlı gerilme değerleri......................................................................55

xii

ŞEKİLLERİN LİSTESİ

Şekil Sayfa Şekil 2.1. Somunun temas pozisyonu sonrası ek 180o dönüşü için yük – uzama ilişkisi. Cıvata bağlantısı M 22 x 140, A325 standartta cıvata ile A440 çeliğinden oluşmaktadır .....................6 Şekil 2.2. A325 standardında cıvatalar için diş açılmış kısmın döndürme kapasitesine etkisi ......................................................9 Şekil 2.3. A325 ve A490 standardındaki cıvataların yük-somun döndürme ilişkilerinin kıyaslanması .............................................10 Şekil 2.4. Kısa birleşim kalınlığına uygun boylu A325 cıvatalar için

yük uzama ilişkisi eğrisi ................................................................11 Şekil 2.5. A490 Cıvatalar için yük – uzama ilişkisi .......................................12 Şekil 2.6. A325 standartta cıvatalarda torklu ve direkt çekmeye bağlı yük – uzama ilişkileri ....................................................................17 Şekil 2.7. Sıkma amaçlı uygulanan torkun çekme gerilmesine etkisi ..........19 Şekil 2.8. A325 standartta cıvatanın yeniden kullanımı ...............................21 Şekil 2.9. A490 standartta cıvatanın yeniden kullanımı ...............................22 Şekil 2.10.Siyah ve galvanizli cıvatalar için yük - uzama ilişkisi ...................24 Şekil 3.1. Dairesel kesit için elastik ve plastik bölgelerin gösterimi...............35 Şekil 4.1. Burulmaya maruz silindirik çubuğun açısal deformasyonu ..........42 Şekil 5.1. Çekme cihazına bağlanan cıvataya uygulanan kuvvet ve momentler ..............................................................................44 Şekil 5.2. Çekme testlerinde kullanılan numune cıvata.................................45 Şekil 5.3. Cıvatalarda baş altı ronde çapı .....................................................52

xiii

RESİMLERİN LİSTESİ

Resim Sayfa Resim 5.1. Çekme cihazı ..............................................................................45 Resim 5.2. Çekme aparatına bağlı cıvata .....................................................46 Resim 5.3. Birleşik gerilmeye maruz bırakılarak kopan cıvata......................47

xiv

SİMGELER VE KISALTMALAR

Bu çalışmada kullanılmış bazı simgeler ve kısaltmalar, açıklamaları ile birlikte

aşağıda sunulmuştur.

Simgeler Açıklama

a Kesit yarıçapı, mm

As Kesit alanı, mm2

c Elastik bölge yarıçapı, mm

C İntegral sabiti

d Cıvata nominal çapı, mm

d0 Ortalama cıvata ronde çapı, mm

D0 Cıvata ronde dış çapı, mm

dD Cıvata ronde iç çapı, mm

e x,y ve z yönlerindeki toplam gerinim

E Elastisite modulü, kg/mm2

G Kayma modulü, kg/mm2

k Torklama katsayısı

K Bulk modülü, kg/mm2

ℓ Gerilmeye maruz cıvata boyu, mm

Mstop Uygulanan toplam sıkma torku, kg.mm

Msa Sürtünme nedeniyle kaybolan tork, kg.mm

Ms Burulmaya sebep olan tork, kg.mm

xv

Simgeler Açıklama

N Cıvata üzerinde oluşan öngerilme kuvveti, kg

P Hidrostatik basınç, kg/mm2

r Yarıçap, mm

T Tork, kg.mm

Y Birleşik gerilme, kg/mm2

σ Uygulanan gerilme, kg/mm2

σult En büyük çekme gerilmesi, kg/mm2

σak ort Ortalama akma gerilmesi, kg/mm2

σult ort Ortalama çekme gerilmesi, kg/mm2

τ Kayma gerilimi, kg/mm2

μ0 Sürtünme katsayısı

θ0 Birim uzunluk için burulma açısı

Ψ Boydaki deformasyon açısı, rd

Φ Kesitteki deformasyon açısı, rd

Poisson oranı ט

α Uzama-burulma oran sabiti

Є Gerinim Є0 Akmanın başladığı andaki gerinim Єx x doğrultusundaki gerinim Єy y doğrultusundaki gerinim Єz z doğrultusundaki gerinim

xvi

Simgeler Açıklama

λ Gerilme artışına bağlı mutlak çarpan S Cıvata anahtar ağzı mesafesi, mm E Cıvata köşegen uzunluğu, mm K Cıvata kafa yüksekliği, mm L Cıvata boyu, mm Ls Cıvata şaft boyu, mm B Cıvata diş uzunluğu, mm D Cıvata şaft çapı, mm

xvii

Kısaltmalar Açıklama

AAR Association of American Railroads

ABD Amerika Birleşik Devletleri

ASTM American Society for Testing and Material

DC Direct Current

DIN Deutsches Institut für Normung

RCRBSJ Research Council on Riveted and Bolted Structural Joints

RCSC Research Council on Structural

Connections SAE Society of Automative Engineers

1

1. GİRİŞ Günümüzde bağlantı elemanı olarak kullanımı en yaygın olan cıvatalara

öngerilme verilmesi amacıyla uygulanacak tork miktarı hakkında halen net bir

cevap verilememektedir.

Klasik yaklaşım, cıvatanın akma mukavemetinin % 75 ‘ i oranında bir

öngerilme değeri verilmesini öngörse de; son yıllarda en üst seviyede

mengene kuvveti sağlanması açısından akma mukavemetine eş hatta bu

değerin üzerinde öngerilme verilmesi görüşü ağır basmaktadır.

Montaj alanındaki şartlar göz önüne alındığında klasik yaklaşıma göre uygun

öngerilmenin verilmesi için cıvataya uygulanacak en pratik sıkma yöntemi

sağlıklı olmamakla beraber tork anahtarı kullanımıdır. Sağlıklı olmamasının

sebebi, sıkma esnasında sürtünme yüzeylerinin dış etkenler sebebiyle,

verilmesi gereken tork miktarının hesabında kullanılan sürtünme katsayısına

sahip olup olmadıkları hususundaki şüphedir.

Örneğin; yüzeylerde yağ kalıntısı var ise, cıvata sıkılması gerektiğinden daha

fazla, yüzeyler paslı ise, sıkılması gerektiğinden daha az sıkılmış olacaktır.

Bu çalışmanın amacı; akma sınırının üzerinde uygulanan torkun, cıvatanın

akma ve çekme mukavemetlerine etkisini deneysel olarak araştırmak ve

ortaya çıkan sonuçları elastoplastik yaklaşımla irdelemektir. Böylece, fazla

sıkma sebebiyle cıvatanın ne büyüklükte bir kopma riski ile karşı karşıya

olduğu hususunda bir görüş ortaya konulabilecektir.

Bu amaçla 12 adet aynı yığından seçilmiş cıvata için, direkt çekme ve

torklanmış çekme testlerine tabi tutmak suretiyle, akma ve çekme

mukavemetleri tespit edilmiştir. Elde edilen değerler, Prandtl Reuss ve von

Mises kriterlerinin ortak çözümüyle elde edilmiş ve dairesel kesitteki burulma

ve çekme birleşik gerilmesini plastik bölge için açıklayan elastoplastik

yaklaşımda kullanılarak sonuca teorik açıdan bir bakış kazandırılmıştır.

2

2. CIVATA BAĞLANTILARININ TEORİSİ Son yıllara kadar cıvata ile sabitlenmiş birçok tasarımda, ön gerilme

yüklerinin, cıvatanın akma mukavemetinin % 70 - 75’ i oranında uygulanarak,

geriye bırakılan kapasitenin de, tork-öngerilme kuvveti arasındaki ilişki

üzerindeki belirsizlikler ve ek olarak yapı üzerine uygulanacak yüklerin

taşınması amacıyla atıl olarak bırakılması fikri hakim olmuştur. Böylece

cıvataların tamamıyla elastik bölge içinde kalmaları ve akma

mukavemetlerine ulaşmamaları sağlanmıştır.

1940’ lardan sonra uygulanan diğer bir yaklaşım ise bağlantı elemanlarına

akma mukavemetinin üzerinde ön gerilme kuvvetleri uygulayarak mümkün

olabilecek en üst tespit (mengene) kuvvetine sahip olabilmekti. Bu sayede

yüksek mengene kuvveti ile sağlanan sürtünme kuvveti, dış yüklerin

karşılanmasında, yukarıdaki uygulamaya kıyasla bağlantı elemanı üzerinde

oluşan kayma gerilmelerini daha iyi karşılayabilecekti.

Son on yıl içerisinde gelişmiş sıkma teknikleri ile akma noktasında ön gerilme

kuvveti uygulamanın birçok yararı olduğu gözlemlenmiştir. Ancak

sınırlamaları mevcuttur.

Akma mukavemetine kadar ön gerilme yaratma fikri sadece sabit

bağlantılarda kullanılabilir. Teorik olarak, sabit bağlantılarda tek bir bağlantı

elemanının kullanıldığı, bağlantının ve bağlantı elemanının tam esnek yapı

gösterdiği, dış yüklerin bağlantı elemanı doğrultusunda etki ettiği ( sadece

çekme mukavemeti ) ve dış yüklerin uygulandığı düzlemlerin aynı ön gerilme

ile sabitlenen yüzeyde olduğu öngörülmektedir. Bu teorik yaklaşımdan

oluşacak sapmalar akma mukavemetine kadar uygulanan ön gerilme

kuvvetleri prensibi üzerinde riskler oluşmasına neden olacaktır. Pratik-gerçek

uygulamalarda yükler değişik düzlemler üzerine etki etmekte, dış yükler

dinamik ve yorulma yaratacak şekilde oluşmakta, çekme yükleri ile birlikte

kayma yükleri etki etmekte, dış yüklerin doğrultuları merkezden kaçık

3

olabilmekte ve tek bağlantı elemanı yerine çoklu bağlantı elemanı ile tespit

yapılabilmektedir.

Diğer bir sınırlandırma, bu uygulamanın sadece, yüksek süneklik gösteren

SAE (Society of Automative Engineers) 5 ve 8 kalite bağlantı elemanları

üzerinde yapılmasıdır. Yüksek mukavemetli malzemeler (10.9 kalite

cıvatalar) yüksek gerilimlere tabi tutulduklarından gerilim korozyonu etkileri ile

kırılmaya karşı hassastırlar. Çelik yapılar üzerindeki ısıl değişimlere bağlı

olarak ortaya çıkan yükler, ciddi problemler oluşturabilir.

Bağlantı elemanları; karışık geometrik şekilleri itibarı ile dinamik yükler

karşısında, aynı malzemeden yapılmış düz bir silindirik şeklin göstereceği

yorulma mukavemetinin ancak %30’ una sahip olmaktadırlar (1).

2.1. Yüksek Dayanımlı Cıvataların Bağlanması 1985’ten önceki uygulamalarda tüm yüksek dayanımlı cıvataların, gerekli

olup olmadığına bakılmaksızın yüksek seviyede ön gerilme sağlamak amacı

ile bağlantıları yapılırdı. Böylece tüm bağlantılar için standart bir bağlama

prosedürü oluşturulmuş oluyordu. Ama ekonomik olarak, ön gerilme

gerektirmeyen cıvatalar için bağlama maliyeti artıyor ve ayrıca bu cıvataların

testlerinin de yapılması gerekiyordu. 1985 yılında RCSC (Research Council on Structural Connections), tüm yüksek dayanımlı cıvatalara bağlantıları

esnasında minimum çekme dayanımlarının %70’i kadar bir ön gerilme

verilmesi ve bu cıvataların yalnızca direkt çekmeye maruz veya kaymanın

kritik olduğu bağlantılardaki cıvatalar ile sınırlı kalmasına dair bir uygulama

başlattı. Yalnızca kayma gerilimine maruz (yataklama tip) cıvatalar için ise bu

yükümlülük kaldırıldı (3).

Daha sonraki yıllarda Maney, ardından Pauw ve Howard’ın uyguladığı testler

tork-gerilme ilişkilerinde büyük farklılıklar olduğunu gösterdi (7,8). Aynı

yığından alınan cıvatalar, gerekli ortalama çekme değerinden %10 civarında

sapmalar göstererek koptu. Bunun sebebi dişlerin durumu, yüzey kalitesi,

4

yağlama ve diğer; enerji kaybına cıvatada gerilmeye neden olmadan sebep

olan faktörlerdi.

Yüksek dayanımlı cıvatalar için sahada kazanılan tecrübeler de tork-gerilim

ilişkisinin kararsız yapısını doğrulamaktadır.

RCSC’nin 1980’den önceki şartnameleri yüksek dayanımlı cıvataların

kalibreli anahtarlarla, somun döndürme metoduyla veya direkt çekme

indikatörleriyle sıkılmalarına müsaade ediyordu. İlk prosedür tork kontrollü,

son iki prosedür ise gerinim ve şekil değiştirme kontrollüdür (3).

RCSC’nin 1980 yılı standardı kalibreli anahtarların kullanımını kaldırdı. 1979

yılında yapılan bir araştırmaya göre ABD (Amerika Birleşik Devletleri)’deki

montajların % 36’ sının kalibreli anahtarlarla yapıldığı ortaya konmuştu.

1985 yılında RCSC standardı montajlarda kalibreli anahtar kullanım

metodunu; gereksinimlerin daha açık bir ifadesi ve sınırlamaları ile tekrar

uygun gördü (3).

Kalibreli anahtar metodunda, anahtar, istenilen tork değerine ulaşıldığında,

boş dönecek şekilde (ayarlanır) kalibre edilir. Pratikte, montajda kullanılacak

cıvatalardan numuneler alınarak, cıvatadaki gerilmeyi direkt olarak gösteren

kalibre cihazında sıkılırlar. Anahtar, gerekli ön gerilmeden minimum %5

büyük cıvata gerilmesinde boşa dönecek şekilde ayarlanır.

Sıkılan parça ile döndürülen somunun temas yüzey bölgesi arasındaki

sürtünmedeki değişimleri en aza indirmek maksadıyla, sertleştirilmiş

rondelalar sıkma esnasında somun altına eklenir.

Kalibreli anahtar metodunun bir çok olumsuz yönü mevcuttur. Çünkü, metotta

yalnızca tork kontrolü esas olduğundan, somun ve cıvata dişleri ile somun ve

rondela arasındaki sürtünme dikkate alınmaz.

5

Suda eriyebilir yağlayıcılar yağmur veya nem ile iş göremez hale gelebilir

veya dişler toz veya yağa bulaşabilir. Sonuç kararsız bir tork-gerilim ilişkisidir

ve bu kalibrasyon işleminde dikkate alınmaz. Japonya’da, A Kalite Yüksek

Dayanımlı cıvata setleri ile anılan somun ve rondelalar bu problemlerin

giderilmesi maksadıyla kimyasal bir kaplamaya maruz bırakılırlar. Bu

kaplama somun ve cıvata dişleri arasındaki ve rondela ile somun arasındaki

sürtünmeyi azaltır. Yine de bu kaplama da zaman ve sıcaklıkla etkisini

yitirebilmektedir.

Tork kontrollü yöntemin bu dezavantajları nedeniyle, çok daha güvenilir bir

metot geliştirildi. AAR (Association of American Railroads), ücra bölgelerdeki

imkansızlıları da dikkate alarak, bir çok test sonucunda, cıvata geriliminin

kontrolü için somun döndürme metodunu geliştirdi (9). Bu testler sonucunda;

“somunun elle sıkılması sonucunda anahtarla gerçekleştirilecek 360o bir

dönüş, gerekli cıvata gerilimini yaratmaya yeterlidir” kabulü yapılmıştır. 1955

yılından RCRBSJ (Research Council on Riveted and Bolted Structural Joints)

bu metodu alternatif bir metod olarak kabul etmiştir.

360o döndürme metodu için elde edilen deneyimler göstermiştir ki elle elde

edilen sıkılık 360o dönüşe başlama noktasının güvenilirliği açısıdan

yetersizdir.Yüzey düzgünsüzlükleri, dişlerdeki kusurlar ve toz birikimleri gibi

sebeplerle, elle sıkma pozisyonunu belirlemek zordur ve zaman kaybına yol

açmaktadır.

Bethlehem Steel Corporation, çalışmaları sonucu yenilenmiş bir “somun

sıkma” metodu geliştirdi. (AAR çalışmaları ve ek olarak kendi sürdürdüğü

testler sonucunda). Bu metotta somun elle sıkma yerine, darbeli anahtar

yardımıyla “temas pozisyonuna” kadar sıkılır. Temas pozisyonundaki somun

cıvatanın boyuna bağlı olarak 180o veya 270o oranında döndürülür. Temas

pozisyonu anahtarın darbeli vuruşa başladığı sıkılık derecesi olarak

tanımlanır. Bu kritik nokta, somunun dönmesiyle, somun yüzeyi ile bağlanan

parça arasındaki sürtünme başlangıcıdır. Cıvatanın “temas pozisyonuna”

getirilmesi, cıvatada küçük sıkma kuvvetlerine sebep olur. Genelde, temas

6

pozisyonunda cıvata sıkma kuvvetleri önemli ölçüde değişiklik gösterebilirler.

Çünkü uzamalar halen elastik bölgededir. Şekil 2.1 ’de M 22 x 140 çaplı

A325 cıvatalar A440 test çeliği üzerinde denenerek, sıkma kuvvet aralığı ve

temas pozisyonu için cıvata şekil değiştirmeleri gösterilmiştir. Temas

pozisyonu için ortalama sıkma kuvveti 11,8 tondur. Bu testteki temas

pozisyonu darbeli anahtar ile sağlanmıştır.

Şekil 2.1. Somunun temas pozisyonu sonrası ek 180o dönüşü için yük –

uzama ilişkisi. Cıvata bağlantısı M 22 x 140, A325 standartta cıvata ile A440 çeliğinden oluşmaktadır ( 3 )

Bu yenilenmiş somun sıkma metodu RCSC’ nin 1960 standartlarına dahil

edilmiştir.

19 mm çapta veya bu çaptan büyük cıvatalar için, darbeli anahtar ile

sağlanan temas pozisyonu yaklaşık olarak operatörün tüm gücüyle normal

7

anahtar kullanarak sağladığı sıkılığa eşittir. Daha uzun ve daha büyük çaplı

cıvatalar için, standart duruma göre, temas yükü ile oluşan kuvvet daha az;

daha kısa veya daha küçük çaplı cıvatalar için daha çok olacaktır.

Bu farklar, değişik durumlar için temas pozisyonundan sonra gerekli, değişen

döndürme dereceleri dikkate alınarak tüm durumlar için temas sıkılığının

ortak tanımı ile standartta yerini almıştır.

Çizelge 2.1’ de görüldüğü üzere, cıvata başı altından uca kadar boyları,

cıvata çapının 4 katından büyük, 8 katından küçük cıvatalar için RCSC

standardı temas pozisyonundan sonra 180o dönüşü gerekli görmektedir.

Eğer cıvata boyu, cıvata çapının 4 katından küçükse 120o dönüş, 8 katından

büyükse 240o dönüş gereklidir. Test sonuçları boyları çaplarının 12 katından

büyük olan cıvatalar için uygun değildir (6).

Çizelge 2.1. Temas sıkılığı sonrası somun döndürme miktarları (3)

Cıvata boyu (cıvata başı altından uç

noktaya kadar)

Birleştirilen parça

yüzeyleri cıvata

eksenine dik

Birleştirilen parça yüzeylerinden biri 1/20’

den fazla olmamak şartıyla eğimli

Birleştirilen parça yüzeylerinden her ikisi de 1/20’ den fazla olmamak şartıyla eğimli

Cıvata çapının 4 katı ve daha

kısa boylar 120o 180o 240o

Cıvata çapının 4 ila 8 katı

arası boylar 180o 240o 300o

Cıvata çapının 8 ila 12 katı arası boylar

240o 300o 360o

Somun döndürme metodu ile gerilme kontrolü aslen bir gerinim kontrolü

sayılabilir. Eğer cıvatanın uzaması elastik bölge içinde kalırsa, başlama

noktası somun döndürme miktarı ve doğruluğu ön gerilmenin belirlenmesinde

çok etkili olacaktır.

8

Ama plastik bölgede; yük-uzama eğrisinde; temas sıkılığındaki değişimlerin,

monte edilen cıvatanın ön gerilmesinde çok küçük değişimlerle sonuçlanması

sebebiyle nispeten daha düz olduğu görülür. Bu plastik davranış tüm

cıvatalar için ortak bir özelliktir ve somun ile sıkılan parça arasında kalan dişli

kısımdaki lokal akmadan kaynaklanır. Cıvatanın bu durumdan sonraki

yapısal performansına istenilmeyen bir etkisi yoktur.

1960’taki araştırmalar 90o dönüşünün A325 standartta cıvatanın tüm boyları

için uygun olduğunu göstermiştir.

RCSC’ nin 1962 standardında cıvata boyundan bağımsız olarak 90o dönüş

uygun görülmüştür.

1964 yılında RCSC standardı, A325 ve A490 cıvataların her ikisini de

kapsaması açısından yeniden değiştirildi. A490 cıvata için yapılan testler,

birleşim kalınlığı, başka bir deyişle cıvatanın birleştirdiği parçaların toplam

kalınlığı, cıvata çapının 8 katı civarında bir kalınlıkta ise, bu cıvatalara

verilecek gerekli öngerilme için 270o dönüş gerektiğini göstermiştir. Bu

sebeple; gerekmemekle beraber saha uygulamalarında kolaylık amacıyla

hem A325, hem de A490 cıvatalar için 270o dönüş standartça uygun

görülmektedir.

100 mm veya cıvata çapının 4 katından büyük birleşim kalınlıkları için

kullanılacak A325 cıvatalara uygulanan kalibrasyon testleri, 90o dönüşün,

elastik bölgede uygun cıvata gerilimlerini sağladığını göstermiştir. Bu testler

ayrıca ölçüsüz somun dönüşlerinden kaynaklanan kırılmalara karşı yeterli

güvenlik sınırını da belirlemiştir.

Birleşim kalınlığı 100 mm veya cıvata çapının 4 katına eşit bağlantıda

kullanılacak cıvatanın, birleşim kalınlığı içinde kalan diş boyu kısa ise cıvata

ek olarak, kopmadan önce 360o dönüşü kaldırabilecek deformasyon

kapasitesine sahiptir. Şekil 2.2’ de birleşim kalınlığında uzun diş boyu olan

cıvataların ek olarak 540o ila 900o ek dönüşü kaldırabilecek deformasyon

9

kapasitelerinin olduğu gösterilmiştir. Şekil 2.3’de A325 cıvatalar ile

kıyaslanmak üzere A490 cıvataların benzer testlere tabi tutularak almış

olduğu hal gösterilmiştir.

Şekil 2.2. A325 standardında cıvatalar için diş açılmış kısmın döndürme

kapasitesine etkisi ( 3 ) Elastik sınıra kadar her iki standartta cıvatanın da, esas itibariyle aynı yük-

somun döndürme miktarı ilişkileri mevcuttur.

180o dönüş için, A490 cıvataları, A325 cıvatalarına göre yaklaşık olarak %20

daha fazla çekme gerilimi oluşturmuştur. Ama bu özellik, A325 cıvatalarına

göre somun döndürme kapasitesi açısından daha düşük bir performansa

sahip olmalarına sebep olmuştur. Bu çalışmalar göstermiştir ki cıvatanın

burularak kırılmasını önlemek açısından; güvenlik faktörü temas sıkılığından

itibaren 180o dönüş sonrası A325 cıvatalar için 630o, A490 için 450o

dönüştür. Kısa birleşim kalınlığına uygun cıvatalar için (boyu 4 çap

ölçüsünden küçük cıvatalar) güvenlik faktörü, 120o dönüş sonrası 360o’den

küçüktür.

10

Burulma sebebiyle kırılmadan kaçınmak amacıyla bu cıvataların montajında

çok daha dikkatli olunmalıdır.

Şekil 2.3. A325 ve A490 standardındaki cıvataların yük-somun döndürme

ilişkilerinin kıyaslanması ( 3 )

Şekil 2.4, 22 mm çaplı 60 mm uzunluğunda A325 cıvatalar için yük-uzama

eğrisini göstermektedir. Düşük ve yüksek sertlikli cıvatalarda, birleşim

kalınlığı içinde 1 ½ veya 2 ½ diş kalacak şekilde bazı testler uygulanmıştır.

Bu cıvataların sünekliğinde her iki parametrenin de büyük etkisi vardır.

Yüksek sertlik demek yüksek dayanım ve az süneklik demektir.

Cıvata uzamasının büyük bir kısmı birleşim kalınlığı içinde kalan diş açılmış

bölümde oluştuğundan, bu bölüm ne kadar uzun olursa süneklik de o ölçüde

artar. Standardın gerekliliği olan 120o dönüş her halükarda belirlenmiş

minimum ön gerilme değerinden daha büyük bir gerilme oluşturur. Kısa

bağlantı mesafeli A490 cıvataları A325’lere göre daha az sünektir.

11

Şekil 2.4. Kısa birleşim kalınlığına uygun boylu A325 cıvatalar için yük -uzama ilişkisi eğrisi ( 3 )

Şekil 2.5’de, büyük çaplı, kısa birleşim kalınlığına uygun boylu A490 cıvatalar

için yayınlanmış test sonuçları gösterilmektedir. Birleşim kalınlığı içinde kalan

yeterli diş açılmış uzunluk sebebiyle, bu cıvatalar, hem yüksek hem düşük

sertlik durumları için uygun miktarda süneklik gösterirler. Fakat aynı sebeple,

temas sıkılığı ardından uygulanan 120o dönüş, gerekli ön gerilimi sağlamak

açısından yeterli değildir.

Yüksek dayanımlı, özellikle A490, büyük çaplı cıvataların kullanıcılarının,

RCSC standardının, kısa birleşim kalınlığına uygun boylu cıvataların montajı

açısından gerekli ön gerilmenin oluşturulması durumunu karşılama açısından

yeterli olmadığını bilmeleri gereklidir. Bu tür cıvatalar kayma dirençli

bağlantılarda kullanılacaksa , yük gösterici cihazda kalibrasyon testlerinin

yapılması tavsiye edilir.

12

Şekil 2.5. A490 Cıvatalar için yük – uzama ilişkisi ( 3 )

1985 RCSC standardı, standart yüksek mukavemetli standart cıvataların yük

gösterici rondelalar ile kullanımına müsaade etmektedir. Direkt gerilim

gösterici olarak en çok bir yüzünde çevre boyunca çıkıntılara sahip özel

rondelalar kullanılır. Cıvataya öngerilme verildikçe rondela çıkıntıları ile

sıkılan malzeme arasındaki boşluklar kapanır. Boşluğun ölçülmesi ile ön

gerilme arasında ilişki kurulabilir. Boşluğun ölçümü için gereken zaman

sebebiyle, sadece lokal ölçümler yapılır ve sertleştirilmiş yüzeye karşı

çıkıntıların dayanımı, somun ve cıvata üzerinde döndürülen rondelanın

dönmemesi konusunda özen gösterilmelidir.

RCSC standartları, direkt gerilim göstericilerin kullanımında yükün

doğrulanması konusunda gerekli şartları içerir. Gerilim kontrollü cıvatalar bu

kategoriye dahil edilmelidir.

13

Kalibreli anahtar metodu Japonya’da en çok kullanılan metottur. Alternatif

olarak, bazı montajlar, cıvata dişlerindeki ilk akmayı ortaya çıkaran bir metot

ile yapılabilir. Bu metotta, doğru akım motorlu, elektrikli bir anahtar kullanılır.

Dc motordaki tork direkt olarak çekilen akıma bağlı olduğundan, cıvata

geriliminin kontrolünde kullanılabilir. Anahtar monitöründen işlemdeki ilk

dalgalanma tespit edilir ve anahtarın daha fazla sıkması engellenir.

Belirlenmiş minimum gerilme ilk akmanın altında olduğundan bu metot

yeterlidir.

Standartlar gereği; cıvata başı ve somunla temas halindeki yüzeylerin cıvata

eksenine dik yüzeyleri ile arasındaki eğim 1/20’ yi geçmemelidir. Illinois

Üniversitesi’nde sürdürülen çalışmalarda eğimli yüzeylerin etkisi

araştırılmıştır (10). A325 cıvataları bu eğime kadar deforme olacak kadar

sünektir. Daha büyük eğimler cıvata mukavemetini ve sünekliğini

etkilediğinden uygun değildir. Bu testler sonucunda; eğimli rondelaların

kullanılmadığı, 1/20 eğimli parçalı birleşimlerde, gerekli minimum gerilmeyi

sağlamak amacıyla ek somun dönüşü gerekliliği anlaşılmıştır. Eğer yalnızca

bir yüzey eğimli ise, somun dönme miktarı 270o olmalı, eğer her iki yüz de

1/20 eğimli ise, dönme miktarı 300o olmalıdır.

Eğimli rondelalar bu ek dönüşleri ortadan kaldırmak amacıyla kullanılabilirler.

2.2. Bağlantı Elemanları Üzerine Uygulanan Tork ve Yaratılan Öngerilme Kuvveti İlişkisi Ön gerime kuvvetlerini oluşturma amacıyla, tanımlanmış bir cıvatanın hangi

tork kuvveti ile sıkılması gerektiğine dair kesin ve standart bir cevap verilmesi

daha önce anlatılanlardan da anlaşılacağı üzere tam olarak mümkün değildir.

Tüm yapılan araştırmalara rağmen tork-öngerilme ilişkisi üzerindeki

belirsizlikler giderilememiştir. Yayınlanmış makalelere, ortaya konan verilere

rağmen bu konudaki gelişmeler devam etmekte ancak halen net bir yanıt

14

verme imkanı bulunmamaktadır. Dikkat edileceği üzere bağlantı elemanları

üzerindeki standartlarda, boyutsal gereklilikler, toleranslar, akma-çekme

mukavemetleri, uzama ve tokluk değerleri belirtilmesine rağmen tork

değerleri verilememektedir.

Tork değerleri üzerine genel yaklaşımlar sunan DIN 18800 gibi standartlarda

yüzey kaplama ve yük koşullarına göre, öngerilme vermek amacıyla

uygulanan tork değeri, M30, 10.9 kalitede bir cıvata için 126401 kg.mm ila

224400 kg.mm arasında, yani % 77 sapma içeren bir değişim göstermektedir

(1).

Gerçek hayatta bu sapma oldukça büyüktür. Örnek olarak, aynı tarihte aynı

üretici tarafından aynı malzeme kullanarak üretilmiş 10 adet cıvatanın aynı

bağlantılarda aynı operatör tarafından aynı torklama aleti ile test edildiği ve

tüm donanımın birbiri ile aynı olması için azami dikkat gösterildiği uygulama

bir örnek olarak alınabilir (1). Oluşan öngerilme kuvvetleri ölçüldüğünde

ortalama değerin %10 altında ve üstünde gerilmeler oluştuğu gözlenecekir.

(Toplam sapma %20). Bu sapma, bağlantı elemanları üzerinde görülen,

yüzey kalitesi, yağlama, alet performans farklılıkları, operatör uygulamaları

gibi önlenemez farklılıklardan meydana gelmektedir. En pahalı ve hassas

araçlar ile dahi bu farkı (+/-) % 5 sapmanın altına indirmek mümkün

olamamaktadır (Toplam sapma % 10).

Gerçek saha sonuçlarına göre uygulanan tork ve oluşan öngerilme kuvvetleri

% 25 ve hatta daha büyük sapmalar oluşturmaktadır. Bu nedenle özellikle

sünekliği düşük DIN 6914, 10.9 kalite ağır hizmet cıvatalarında olduğu üzere

ön gerilme kuvvetleri mutlaka sahada kontrol edilerek ölçülmeli ve uygun tork

değeri bu şekilde saptanmalıdır.

Tork-öngerilme kuvveti ilişkisi üzerine oluşturulan karmaşık matematiksel

formüllerin bazı basit öngörüler ile aşağıda verilen amprik yaklaşımla

doğrulandığı görülmektedir.

15

T = k x d x P [2.1]

Burada,

T= Tork, kg.mm

k = Torklama katsayısı

d = Bağlantı elemanı nominal çapı, mm

P = Cıvata üzerinde oluşan ön gerilme kuvveti, kg

olarak alınabilir. Burada en önemli ve tespiti zor olan değişken k, torklama

katsayısıdır.

Temiz, kaplamasız ve üretildikleri gibi kullanılan cıvatalarda k değeri tipik

olarak 0,20’dir. Kaplamasız bu cıvata oksitlenmeye başladığında ise k değeri

0,30 ve üzerinde alınabilir.

Eğer, cıvatalara kadmiyum kaplama uygulanmış ise k değeri 0,17, elektro

çinko kaplama uygulanmış ise 0,22, sıcak daldırma çinko kaplama

uygulanmış ise 0,25 alınabilir.

Ancak, torklama sırasında dişler üzerinde yağ mevcutsa k değeri 0,1’e

düşecektir.

Tüm yüzey koşulları düşünüldüğünde, k değerinin 0,06 ile 0,35 arasında

değiştiği görülmektedir.

M30, 10.9 kalite, sıcak daldırma galvaniz kaplama cıvatalarda sahada

uygulanan 224400 kg.mm tork,

k = 0,25; sıcak daldırma galvaniz kaplama için torklama katsayısı

d = 29,23 mm; M30 cıvata için minimum anma çapı olduğundan,

16

P = 30708 kg öngerilme kuvveti oluşturacaktır ki bu değer, DIN 6914

standardına göre M30 - 10.9 kalite cıvata için emniyetli yük olarak

öngörülmüş 44880 kg değerinin altında kalmaktadır.

Ancak, daha önce değinildiği üzere eğer diş üzerinde yağ mevcut ise aynı

tork değeri k sabitinin 0,1 değerini alması sebebiyle P=74766 kg öngerilme

kuvveti oluşturacaktır ki bu değerde bir ön gerilme kuvveti 44880 kg olan

standardın belirttiği güvenli kuvvetin üstündedir ve cıvata akmaya

uğrayacaktır.

Üstelik açıklandığı üzere bu değerde % 25 oranında sapma yaşanmasının

kuvvetle muhtemel olduğu göz önüne alındığında neredeyse standardın

öngördüğünden 2 kat daha fazla yükleme söz konusu olabileceği ortaya

çıkmaktadır.

Kayma ve çekme gerilmelerinin birlikte etkimesi, sıcak daldırma çinko

kaplama ve yağ etkenleri sebebiyle seçilmesi gerekli tork değeri 224400

kg.mm yerine 126480 kg.mm olmalıdır ki; oluşacak öngerilime kuvveti 43248

kg olsun ve güvenli değer olan 44880 kg değerinin hemen altında kalsın (1). Eksenel bir yüke maruz bir cıvatanın performansını diş açılmış bölgesi

belirlediğinden, cıvata malzemesinin gerilme-gerinim ilişkisinden ziyade,

cıvatanın yük-uzama ilişkisi ön plandadır.

1985 yılında yüksek dayanımlı cıvatalar için minimum çekme dayanımı ve diş

sıyırma yükleri tanımlanmıştır. Diş sıyırma yükü yaklaşık olarak akma

dayanımına eşittir.

Cıvatanın gerçek mekanik özelliklerini belirlemek için ASTM

(American Society for Testing and Material), cıvata çeşitlerinin tümü için

direkt olarak çekme testinin uygulanması gerektiğini öngörmüştür.

17

Pratikte, cıvata öngerilme kuvveti, birleştirilecek parçaların direncine karşı

somunun sıkılması suretiyle elde edilir. Somuna tork uygulandığında, somun

ile malzeme arasındaki sürtünme nedeniyle kaybolan miktar, direkt olarak

cıvataya çekme gerilimi olarak transfer olur. Bu sıkma işlemi birleşik çekme-

kayma gerilimi ile sonuçlanır. Bu sebeple torklanmış çekme testi için yük-

uzama ilişkisinin, direkt çekme testi için yük-uzama ilişkisinden farkları

irdelenecektir. Özellikle, direkt çekme testinden elde edilen maksimum

çekme, deformasyon ve akma mukavemeti değerlerindeki torklama sebebiyle

meydana gelen değişim üzerinde durulacaktır.

ASTM’nin yürüttüğü araştırmalar sonucunda cıvatanın maksimum çekme

dayanımında % 5 ila 25 değerleri arasında, torklanmış çekme sebebiyle

düşüş gözlenmiştir. Bu ortalama olarak %15’e tekabül etmektedir (3).

Şekil 2.6. A325 standartta cıvatalarda torklu ve direkt çekmeye bağlı yük –

uzama ilişkileri ( 3 ) σ : Uygulanan çekme gerilimi

σult : En büyük çekme gerilimi

18

Yük açısından olduğu gibi, torklanmış çekme testine maruz cıvataların, direkt

çekmeye maruz olanlara oranla deformasyon kapasiteleri de düşüktür.

Belirlenmiş minimum çekme gereksinimlerinin karşılanıp karşılanmadığını

belirlemek için, standatlar, eğer cıvata boyları 3 çap ölçüsünden uzunsa veya

cıvata çapı A325 standardında üretilmiş cıvatalar için 36 mm’ den, A490

standardında üretilmiş cıvatalar için 24 mm‘den küçük ise direkt çekme testini

gerekli görmektedir. Daha büyük çaplı veya daha kısa boylu cıvatalar için de

çekme testi tercih edilebilir. Yine de uzun cıvatalardan elde edilen çekme

numuneleri ile yapılan testler uygundur.

3 çap ölçüsünden kısa boylu cıvatalar için en küçük ve en büyük sertlik

değerlerini karşılamak yeterli bir kriterdir.

Yapılan testler göstermiştir ki; üretilen cıvataların gerçek çekme dayanım

değerleri, minimum gerekli çekme değerlerinin oldukça üzerindedir. A325

standardında üretilmiş cıvatalar için bu oran %18’dir (3).

Cıvataya öngerilme somun sıkılarak verildikten sonra, cıvata direkt çekmeye

maruz bırakılırsa bu maksimum çekme gerilmesini önemli ölçüde etkilemez

(3). Şekil 2.7 ’ den cıvataya ön gerilme vermek amaçlı uygulanan torkun,

cıvatanın çekme dayanımında ihmal edilebilir bir etkisi olduğu görülebilir. Bu

demektir ki ; tork uygulanarak monte edilen cıvatalar direkt çekme yüklerini,

maksimum çekme dayanımlarında kayda değer bir azalma olmadan

taşımaya devam ederler (3).

19

Şekil 2.7. Sıkma amaçlı uygulanan torkun çekme gerilmesine etkisi ( 3 )

2.3. Kendine Gelme

Bağlantısı yapılan cıvatanın diş açılmış kısmındaki yüksek gerilme seviyesi

sebebiyle, cıvata performansını etkileyebilecek miktarda bir kendine gelme

oluşabilir.

Bu kendine gelmenin etkisini belirleyebilmek maksadıyla A325 ve A354 kalite

cıvatalar ile A7 çeliğinden yapılmış malzeme bağlantısı ile çeşitli çalışmalar

gerçekleştirilmiştir. Cıvatalar somunu döndürmek suretiyle birleştirilen

malzeme üzerine sıkılır. Cıvata geriliminin zamanla değişimi kaydedilir.

Bu yapılan testlerden, torklama tamamlanır tamamlanmaz % 2 ila 11

arasında yükteki ani düşüş açıkça görülebilir. Ortalama düşüş kaydedilen

maksimum cıvata geriliminin % 5‘ i kadardır. Cıvata gerilimindeki bu düşüşün,

anahtar çıkarıldıktan sonraki elastik kendine gelmeden kaynaklandığı

düşünülmektedir.

20

Cıvatadaki dişlerin kökündeki yüksek gerilim seviyesine bağlı deformasyon

ve akma da daha düşük bir kendine gelme ile sonuçlanır. Bağlantısı yapılan

malzeme kalınlığı kadar malzeme katman sayısı da cıvata kendine gelmesini

etkileyen faktörler arasındadır. Deneysel bir veri olmamakla birlikte, malzeme

kalınlığı azaldıkça, cıvata kendine gelmesinde bir artış beklemek

kaçınılmazdır. Benzer şekilde, katman sayısı arttıkça (sabit malzeme kalınlığı

için) cıvata kendine gelmesinde yine artış beklenir.

A325 ve A354 standardında cıvatalarda torklamadan 1 dakika sonra ölçülen

cıvata gerilimi, 21 gün sonra ölçülen değer ile kıyaslandığında, 21 gün

sonraki ölçümde ek olarak % 4 kayıp gözlemlenmiştir. Bu kaybın % 90’ı

birinci günde gerçekleşmiştir. Kalan 20 günde cıvata gerilimindeki düşüş

oranının üstel olarak değiştiği gözlemlenmiştir.

Yüksek mukavemetli cıvatalar ile gerçekleştirilen kendine gelme çalışmaları

Japonya’da da gerçekleştirilmiş ve benzer sonuçlar vermiştir.

Test sonuçlarından ortaya çıkan, 100 000 saat sonundaki kendine gelme

karakteristikleri galvaniz kaplamalı cıvata ve malzeme için, normal cıvata ve

malzemede gözlenenin iki katı kadardır. Bu miktar galvaniz kaplamanın

kalınlığı ile yakından ilgilidir. Yüksek tutunma basınçları altındaki çinko

kaplamanın akması ve kopması sonucu kendine gelmede artış gözlenir.

Normal cıvatalarda olduğu gibi galvanizli cıvatalardaki kopma ve kendine

gelmenin çoğu sıkma prosesinin hemen ardından gerçekleşir.

2.4. Cıvataların Yeniden Kullanımı Somun döndürme metodu ile diş açılmış bölge için elastik limiti aşıldığından

dolayı, yüksek mukavemetli cıvatalar için tekrarlanan sıkma işlemi uygun

olmayabilir. Yüksek mukavemetli cıvataların 180o dönüş sonrası, gevşetme

ve tekrar torklama sonrası davranışlarını belirlemek amacıyla bazı testler

yapılmıştır.

21

Şekil 2.8. A325 standartta cıvatanın yeniden kullanımı ( 3 )

Şekil 2.8 ’de A325 cıvatası için yapılmış bu testlerden biri gösterilmiştir.

Burada açıkça gözükmektedir ki, her bir 180o dönüş sonrası, A325 cıvatanın

deformasyon kapasitesi birikmiş plastik deformasyonlar sonrası düşüş

göstermiştir. Bununla birlikte, yeniden kullanım sayısı kontrol altında

tutulabildiği sürece, A325 cıvataları 1 veya 2 kez yeniden kullanılabilir.

Kabul edileceği üzere imalat prosesi sebebiyle cıvatalar üzerinde yağ

kalıntıları mevcuttur. Bu kalıntı zararlı değildir ve giderilmesi şart değildir.

A325 cıvatalarının bu kalıntı yağ üzerinde iken veya daha sonra uygulanmış

yağ, gres v.b. ile, sınırlı yeniden kullanım için yeterli somun döndürme

kapasitesi genellikle mevcuttur. Yine de yeniden kullanım, yağ kalıntılı A325

cıvataları için tavsiye edilmez. Kaplamalı cıvatalar için, testler, somun

döndürme kapasitelerinin düşük olduğunu göstermiştir. Bu sebeple, deneysel

veriler aksini göstermedikçe, A325 cıvatalar için yeniden kullanıma izin

verilmemelidir.

22

Şekil 2.9. A490 standartta cıvatanın yeniden kullanımı ( 3 )

Şekil 2.9’ da aynı şekilde A490 cıvatalar için tipik sonuçlar verilmiştir. Şuna

dikkat edilmelidir ki gerekli minimum çekme gerilmesine yalnızca 1 ve 2.

sıkmalar sonucu ulaşılmıştır. Takip eden sıkışlar sonucunda cıvata

geriliminde keskin bir düşüş gözlenmiştir. Bu sebeple A490 cıvatalarının

yeniden kullanımı önerilmez.

2.5. Galvaniz Kaplamalı Cıvata ve Somunlar Günümüzde, korozyondan korunmak ve bakım masraflarını azaltmak için

çoğu yapı koruyucu bir kaplamayla kaplanmıştır. Galvaniz kaplama çok geniş

bir uygulama alanı olan ve mükemmel korozyon dayanımı sağlayan bir

prosestir.

Galvanizli cıvataların, normal, kaplamasız cıvatalara göre davranışı çok

farklıdır. Davranıştaki bu farkın ilk ve en önemli sebebi dişlerdeki çinko

tabakadır. Bu tabaka sebebiyle, somun sıkılırken takılabilir. Bazen bu,

23

cıvatada erken bir burulma kopması olamadan, istenilen çekme gerilmesine

ulaşılmasını güçleştirir.

Cıvata yüzeyindeki çinko kaplama, cıvatanın statik mukavemet özelliklerini

etkilemez. Kalibrasyon çalışmaları, ne çekme testi ile elde edilen çekme

dayanımının ne de kesme gerilmesinin, cıvata yüzeyindeki çinko kaplamadan

etkilenmediğini gösterir.

Torklanmış galvanizsiz cıvatalar veya uygun olarak yağlanan galvanizli

cıvatalarda, eğer cıvata gerilimi somunun sıkılması ile oluşturuluyorsa, cıvata

geriliminde büyük düşüş gözlemlenmiştir. Bu düşüş, çinko kaplama kalınlığı

veya diş durumuna göre, normal siyah cıvatalara oranla %25’dir.

Şekil 2.10’ da, torklu çekme dayanımındaki düşüşün yanında, dişlerdeki ek

(galvanizli cıvatalardaki) sürtünme direncinin süneklikte kayda değer bir

düşüşe sebep olduğu gösterilmiştir.

Bu yüksek sürtünme direnci etkisi, galvanizli cıvata dişlerine uygulanan

yağlayıcılar ile azaltılabilir.

Balmumu, setil alkol veya ticari mum uygulanmış galvanizli cıvatalar ile

normal cıvataların torklanmış çekme dayanımları kıyaslandığında kayda

değer bir fark gözlemlenmemiştir. Yalnızca galvanizli cıvataların sünekliğinde

bir düşüş gözlenmiştir. Kalibrasyon testleri A490 ve A325 cıvatalar için

benzer sonuçlar vermiştir.

Galvanizli yüksek dayanımlı cıvataların torklu çekme testlerinde büyük

oranda sıyırma tip kopmalar gözlenmiştir. Bu çeşitli faktörlere bağlıdır. Cıvata

torklandığında malzeme içindeki dişli kısım boyun verir ve somun dişleri akar.

Galvanizlemede gerekli olduğu üzere somunlarda daha derin diş açma

dişlerde kavuşmamaya sebep olduğundan sıyrılma kopmalarına sebep

olabilir.

24

Şekil 2.10. Siyah ve galvanizli cıvatalar için yük - uzama ilişkisi ( 3 )

Beklenmeyen bir sıyrılma kopması olasılığını azaltmak için galvanizli

cıvatalar için daha sert somunlar kullanılmaktadır.

Galvanizli cıvata, somun ve dişlere uygulanan yağlayıcının minimum çekme

gerilmesinin üstünde bir cıvata ön gerilmesi sağlaması maksadıyla ASTM

A325 standardı çeşitli özel testleri gerekli görmektedir. ASTM’ ye göre temas

sıkılığı pozisyonundan itibaren 360o döndürülmüş galvanizli bağlantının

kopmaması gereklidir. Bu test için gerekli toleranslar ve yağlayıcı uygun

olmalıdır. Galvanizleme mükemmel bir korozyon dayanımı sağlamakla

beraber hidrojen gerilim kırılganlığı ve stres korozyonuna hassaslığı

25

artırabilir. Bu özellikle A490 cıvataları için kritiktir. Bu sebeple galvanizli A490

cıvataları yapılarda kullanılmamalıdır.

2.6. Rondelalar Yüksek dayanımlı yapısal cıvata montajı; iki adet sertleştirilmiş rondela, bir

adet somun ve cıvatadan ibarettir.

Rondelalar; cıvata veya somun torklanırken veya döndürülürken bağlanan

parçaların dış yüzeylerini sürtünme ve meydana gelebilecek hasarlara karşı

korumak, cıvata montajında meydana gelen yüksek mengene (sıkma)

kuvvetinin sürdürülmesini sağlamak ve tork-gerilme ilişkisindeki dalgalanma

ve değişimleri en aza indirme amacıyla yüzeyde gerekli kalıcı sertliği

sağlamak için kullanılırlar.

Somun döndürme metodunun yüksek mukavemetli cıvataların sıkılmasında

kullanımının benimsenmesi ve tork-gerilim kontrollü metodunun güvenilirliğini

yitirmesi cıvata montajlarında sertleştirilmiş rondelaların kullanımının

gerekliliği konusunda şüphelere yol açmıştır.

Yapılan testler sonucunda, A325 cıvataları için, cıvata kafa altı veya

somundaki yüksek gerilim konsantrasyonundan kaynaklanan cıvata kendine

gelmesini önlemek amacıyla sertleştirilmiş rondela kullanımının bir faydası

olmadığı ortaya çıkmıştır. Ayrıca, A325 cıvataları için, rondelasız kullanılan

somunun yorulma dayanımına olumsuz bir etkisi yoktur. Bütün bunların

sonucunda A325 cıvataları, somun döndürme metoduyla sıkıldıklarında

RCSC standartları genel olarak rondela kullanımını şart koşmaz.

Eğimli yüzeye sahip cıvatalar için bir kolondan veya flanş kanalından

geçilirken genellikle paralel olmama durumunu gidermek için konik rondelalar

kullanılır. Cıvata standartları, konik rondelaların kullanımı için 1/20 eğimden

büyük eğimlere sahip yüzeylerde bunu gerekli görürler. A325 cıvataları bu

eğime adapte olacak şekilde deformasyon kapasitesine sahiptirler. Daha

26

büyük oranda eğimler cıvata dayanımı ve sünekliğini etkilediklerinden dolayı

uygun değildirler. Daha önce değinildiği üzere bağlanan parçalardaki 1/20’ ye

kadar olan eğimlerde gerekli minimum ön gerilmeyi sağlamak amacıyla

somunlara ek dönüşler verilmesi gerekmektedir.

2.7. Korozyon ve Kırılganlık

Cıvatalar imal edildikleri ve üzerinde kullanıldıkları yapıların malzeme

cinslerine ve atmosferik şartlara göre değişiklik gösteren kimyasal ve

elektrokimyasal korozyona maruz kalmaktadır. Korozyon genel anlamı itibari

ile metal elemanların sadece atmosferik şartlara değil, malzemelerin

birbirleriyle iletişimlerine bağlı olarak kimyasal ve elektrokimyasal

reaksiyonlar sonucu ortaya çıkan tahribatları da ifade etmektedir. Yıllık olarak

milyarlarca dolar tutarındaki kayıplara neden olan korozyon etkilerinin çoğu

sessiz gelişim gösteren, farkedilmeleri zor mekanizmalardır ve kırılma

yaşanana dek belirti göstermezler. Korozyon fenomeni ekstrem şekilde

kompleks bir özellik göstermektedir ve genel olarak kontrol mekanizmaları

henüz açıklığa kavuşturulamamıştır (1).

Yapılacak olan testlerde korozyon ve kırılganlık kriterleri dikkate

alınmayacaktır.

Korozyon mekanizmaları üzerinde ana özelliklerin ve yapıların sınırlı da olsa

tez kapsamında tartışılması, yapılacak çekme testleri sonucunda

beklenmedik sonuçlar ile karşılaşıldığı takdirde, cevabı bu fenomenler

doğrultusunda değerlendirmek açısından bize yol gösterici olacaktır.

2.7.1. Kimyasal korozyon Kimyasal korozyon, kimyevi maddelerin ana malzeme içerisine tesir ederek

yol açtıkları etki sonucunda ortaya çıkan korozyon şeklidir.

27

Bağlantı elemanları konusunda en basit örnek petrokimya endüstrileri için

verilebilir. Ham petrolün işlenmesi ve rafine edilmesi sırasında yüksek ısı

altında ham petrol içerisindeki tuzlar ilk önce hidrojenkloride, daha sonra

ortamda bulunan su buharı ile temas ederek hidroklorik aside dönüşmektedir.

Hidroklorik asit çok küçük konsantrasyonlarda dahi metaller üzerinde ağır

korozyon etkileri göstermektedir ki, bu örnekte ortam ısısı da korozyonu

hızlandıracak şekilde etki etmektedir. Koruma altına alınmamış cıvatalar hızla

korozyona uğrayacaklardır. Burada korozyonu sadece yüzeyden merkeze

doğru etki eden pas benzeri bir etki olarak düşünmek doğru değildir. Hidrojen

atomlarının cıvata yapısı içine nüfuzu ile başka başka korozyon

mekanizmaları da oluşacak ve birleşik bir etki ile normal yükler altında dahi

kırılmalara yol açacaktır. Bu yapılarda korozyona karşı genel bir yaklaşım

olan paslanmaz ya da elektro veya sıcak daldırma galvaniz kaplanmış

cıvataların kullanılması yarardan ziyade başka korozyon mekanizmalarının

da birleşik etki yaratmasına neden olabilecektir.

Doğrudan kimyasal korozyona açık olacak bağlantı elemanlarının

tasarımlarında galvanik korozyon, aşınma korozyonu ve gerilme korozyonu

kırılmaları gibi mekanizmalara özellikle dikkat edilmesi gereklidir.

2.7.2. Elektromekanik korozyon Tüm metallerin potansiyel elektrik yükü taşıması nedeniyle, bağlantı

elemanlarının kullanıldığı, özellikle değişik metallerin bağlandığı ve/veya

kaplama yapılmış cıvatalarda elektrik akımı, yüksek potansiyelli metalden

düşük olana doğru akacaktır ve beraberinde bir kimyasal reaksiyon ve

korozyon oluşacaktır.

Bağlantı elemanlarında elektro kimyasal korozyon tipleri içerisinde en sık

karşılaşılan formlar galvanik korozyon, stres korozyonu, korozyon yorulması,

aşınma korozyonu, erozyon korozyonu, konsantre hücre korozyonu,

kavitasyon ve oyulma korozyonudur.

28

Yüksek elektrik potansiyeli taşıyan metal tipi katot olarak, düşük potansiyel

taşıyan metal tipi de anot olarak tanımlanır. Akım katottan anoda, anottan

elektrolit ( korozyon ortamı ) vasıtasıyla tekrar katoda doğru döngüsel olarak

akar. Akımın anottan ayrılarak elektrolite geçtiği bölgede korozyon oluşur.

Diğer bir ifadeyle, bağlantılarda anot korozyona uğrar.

Galvanik korozyona örnek olarak alüminyum bir plakanın bakır bir plakaya

karbon çeliğinden imal edilmiş bir cıvata ile bağlanması verilebilir. Bakır

plakaya temas eden cıvatanın kafa altında, bakıra göre anot olarak

davranacağı için korozyon görülecektir. Ancak, alüminyum plakaya temas

eden somun da katot olarak davranacağı için herhangi bir korozif etki

görülmeyecektir. Benzer mekanizma ile bakıra göre anot olarak davranan

alüminyum plaka içerisinde korozyon oluşacaktır.

Sıcak daldırma galvaniz kaplı cıvatalar eğer galvaniz yapılmamış bir çelik

yapının bağlantısında kullanılmış iseler burada çelik plakalara göre anot

olarak davranacak ve çinko yüzey üzerinde , özellikle kafa altlarında ve diş

üstlerinde galvanik korozyon oluşacaktır. Kaplama üzerinde görülen

korozyon hızı, cıvata yüzey alanı ile bağlandığı çelik yapının yüzey alanının

oranına da bağlıdır. Oran ne kadar küçük ise korozyon o kadar hızlı

gelişecektir. Ortamda su ve nem bulunması korozyon hızını arttıran diğer

unsurlardır. Sürece bağlı olarak cıvata üzerindeki kaplama bütünlüğü

bozulacaktır.

2.7.3. Gerilme korozyonu Gerilme korozyonu, mekanizması en az anlaşılmış ancak en tehlikeli

korozyon fenomenidir.

Gerilmeye bağlı korozyon kırılması, gerilme kırılganlığı, hidrojen kırılganlığı,

hidrojen yardımlı gerilme kırılganlığı yıkıma yol açan mekanizmalardır ve

birçok olayda oluşum şekilleri ve etki mekanizmalarındaki benzerlik sebebiyle

bunlar arasında ayrım yapmak zordur.

29

Tüm bu olaylar çekme yükü altındaki parçalarda görülmektedir. Yük altındaki

bağlantı elemanı iki ya da daha çok parçalı kırılma yaşamaktadır. Kırılma

bağlantı yapıldıktan sonraki birkaç saat içinde oluşabileceği gibi hizmet süreci

içerisinde aylar hatta yıllarla ölçülen periyotların sonucunda da oluşabilir.

Fakat kırılma herhangi bir belirti vermeden ani olarak oluşur.

2.7.4. Hidrojen kırılganlığı Hidrojen kırılganlığı karbonlu ve alaşımlı çeliklerde görülür. Atomik yapıdaki

hidrojenin üretim ve kaplama süreçleri sırasında cıvatanın yüzeyi tarafından

emilmesi ve kaplama sonrasında kaplama altında hapsolması sonucu oluşur.

Yükleme altında, söz konusu hidrojen atomları gaz formunda gerilme

konsantrasyonunun en yoğun olduğu alanlara doğru toplanırlar. Artan basınç

malzemenin mukavemet değerini aştığında kırılma yaşanır. Hidrojen

kırılganlığı bazı metotlar uygulanarak kullanım öncesi nötralize edilebilir.

2.7.5. Gerilme kırılganlığı Gerilme kırılganlığı, hidrojen kırılganlığı ile benzer şekilde sonuçlanan bir

yapı gösterir ancak nüfuz eden hidrojen üretim ve kaplama sırasında değil

daha sonra kullanım sürecinde gerilme altındaki yapı içerisine nüfuz ederek

kırılmaya yol açar.

Hidrojen miktarı çok az olsa dahi hidrojen atomları son derece hareketli bir

yapı gösterirler ve kılcal çatlakların içerisine nüfuz edebilirler. Cıvataların

üretim şekilleri, sıcak ya da soğuk dövme metoduyla üretilmiş olmaları,

plastik şekillendirme sırasında kademeli dövülüp dövülmedikleri, kullanılan

hammadde içerisindeki mikro yapının homojenliği ve partikül büyüklükleri

çatlak oluşumu üzerinde doğrudan etkilidir.

30

2.7.6. Gerilmeye bağlı korozyon kırılmaları Gerilmeye bağlı korozyon kırılması, çekme yükü altındaki bağlantı

elemanlarının korozyona neden olacak atmosferik şartlar altında hizmet

vermeleri üzerine oluşan bir olaydır.

Hemen hemen tüm alaşım elementleri değişik çevre koşulları altında

gerilmeye bağlı korozyon kırılmaları göstermeye elverişlidir. Sadece saf

halde bulunan elementler bu çeşit kırılmalara karşı dayanım gösterirler.

Mekanizmanın anlaşılmasını zorlaştıran unsurlar arasında çevresel

faktörlerin değişikliği gelir. Belirli bir kompozisyon içeren alaşım, belirli

atmosfer şartları altında gerilmeye bağlı korozyon problemi yaşarken, aynı

şartlar altında değişik kimyasal kompozisyon içeren bir alaşım bağışıklık

gösterebilir. Mekanizmanın anlaşılmasında daha da cesaret kırıcı olan, yük

taşımayan bir alaşım ve atmosferik şart bileşeni herhangi bir korozyona

sebep olmazken, aynı şartlar altında normal yüklü iken kırılma

yaşayabilmektedir. Diğer yanda yüzeyde ağır korozyona yol açan bir

atmosferik koşul, gerilmeye bağlı korozyon kırılması açısından tamamıyla

tehlikesiz olabilir.

Gerilmeye bağlı korozyon kırılmalarının mekanizmaları net olarak

anlaşılamamıştır. Genel olarak kabul görmüş herhangi açıklayıcı bir teori

mevcut değildir. Ancak oluşum şekli ile yüksek gerilme konsantrasyonu

içeren bölgelerde mikroskobik çatlaklar oluşmaktadır. Gerilme

konsantrasyonu üretim süreçlerinden ve bağlantı elemanı üzerine uygulanan

dış yükler sebebiyle oluşmaktadır. Cıvatalarda geometrik yapı değişimleri,

üretim yöntemi sebebiyle plastik deformasyon ve ısıl işlem proseslerinin ortak

özelliği olarak yüzey sertliğinin bir miktar merkez bölgeye göre daha yüksek

olması sebebiyle diş dipleri ve kafa altı yüzey alanları, çatlak oluşumlarının

başlangıç bölgeleri olarak hareket etmektedir. Gerilme ve korozyon etkisi

birbirlerinin tesirlerini yükseltecek şekilde davranmakta ve çatlak ilerleme

mekanizmasını yüzeyden merkeze doğru taşımaktadır. Bağlantı elemanı

31

üzerine yükü taşıyan kesit alanı giderek daralmakta ve sonuçta yük altındaki

yeterli kesit alanı kalmadığında kırılma yaşanmaktadır.

Uygulanmış yük miktarı ne kadar yüksek ve atmosferik koşullar ne kadar

şiddetli ise kırılma o denli hızlı yaşanmaktadır (1).

2.7.7. Hidrojen destekli gerilme korozyonu Hidrojen destekli gerilme korozyonu, kullanım ortamı içerisinde kimyasal

olarak oluşan hidrojenin zarar verici etkisi ile ağırlaşmış bir çeşit gerilme

korozyonudur.

Örnek olarak çeliğin su ile teması bir miktar hidrojeni açığa çıkaran kimyasal

bir tepkime yaratacak ve yüksek gerilme altında oluşan çatlaklara nüfuz

ederek çatlakların oluşumunu artırarak kırılma mekanizmasını

hızlandıracaktır.

Yük altında düşük gerilme korozyonu etkilerine maruz kalmakta olan bir

bağlantı elemanı kullanım ortamında hidrojenin nüfuz etmesi ile hızlı bir

kırılma yaşayacaktır. Burada dikkat edilmesi gereken nokta hidrojen

miktarının çok düşük olsa dahi, etki mekanizması üzerinde önemli olmasıdır.

2.7.8. Gerilme korozyonu üzerine alınacak önlemler

Genel bir yaklaşım olarak eğer bir bağlantı elemanı akma mukavemetinin

%50’si veya daha fazla bir kuvvet altında ise rutin montaj uygulamalarında

olduğu üzere tasarım sırasında gerilme korozyonu problemi yaşanabileceği

konusunda dikkatli olunmalıdır.

Karbon çeliklerinden imal edilmiş bağlantı elemanları için sertlik değeri

yükseldikçe taşıdıkları yükler açısından gerilme kırılganlığı ve korozyonu

konusunda ihtiyatlı olmak gereklidir. Gerilme korozyonu çatlakları, karbon

çeliklerinde her mukavemet derecesinde görülebilir. Sertliği Rockwell C39

32

değerinden büyük sertlik içeren bağlantı elemanları dikkatle kullanılmalıdır.

Gerilme korozyonuna bağlı kırılmalar Rockwell C35 sertliklerine kadar çok

belirgin olmayabilir, Rockwell C35 ile C39 arasında dikkatli kullanım

gerektirirler, Rockwell C40 üzerinde sertlik içeren bağlantı elemanlarının

kullanımından kaçınılmalıdır.

Gerilme korozyonu kırılmaları çekme yüklerinin ve korozyon etkisinin bileşimi

ile oluşmaktadır. Değişik alaşım kompozisyonlarının değişik çevresel

ortamlar içerisinde nasıl bir korozyon mekanizması gösterdiğine dair çok

sayıda literatür bulunmaktadır. Gerilme korozyonu ve gerilme kırılganlığı

sonuçları itibari ile ciddi tahribatlar ortaya koyabileceklerinden, risk içeren

uygulamalarda özel dikkat gerektirirler. Uygulama sırasında elde edilecek

pratik sonuçları değerlendirmemek, belirli bir riski gereksiz yere taşımak

anlamına gelecektir.

Saha uygulamaları sonucunda kırılma yaşanan bağlantı elemanları üzerinde

neden ve oluşum şekli itibari ile iz sürmek zordur ancak kırılmaların büyük bir

bölümüne, gerilme kırılganlığı ve gerilme korozyonu etkisi neden olmaktadır.

2.7.9. Korozyon yorulması Korozyon yorulması dinamik yükler altında ve korozif şartlar altında bileşik

etki ile normal yorulma dayanımlarının çok altında kırılmalara yol açan bileşik

bir etkidir.

Sabit olarak görülen yapılar dahi gündüz ve gece sıcaklık farkları nedeni ile

bağlantı elemanları üzerinde dinamik yükler oluşturabilirler. Deniz suyu

etkisine maruz kalan bir bağlantı elemanının, yorulma dayanımı, aynı

cıvatanın kuru atmosfer şartları altındaki yorulma dayanımının % 25’ine ya da

daha altına düşecektir. Kaplama uygulanmış yüzeylerde döngüsel yüklerin

kaplama üzerinde çatlaklara neden olarak kaplamanın etkisini azaltacağı

gözden kaçırılmamalıdır.

33

2.7.10. Sürtünme korozyonu Büyük yük altındaki yüzeylerin birbirlerine sürtünmesi veya vibrasyonlu

hizmetler sırasında yüzeyde oluşan koruyucu oksit filmlerinin zarar görmesi

sonucu oluşur. Genellikle alüminyum, titanyum ve paslanmaz bağlantı

elemanlarında karşılaşılan problemdir.

2.7.11. Konsantre hücre korozyonu Bir tip galvanik korozyon mekanizmasıdır. Metal elemanın değişik

konsantrasyonlar altında elektrolitlere maruz kaldığı hallerde oluşur. Sıkı

bağlantılarda oksijenin, yüzey düzensizliklerinden yararlanarak sızması ve

basınç farklılıklarından dolayı elektrik akımı yaratması en genel şeklidir.

Paslanmaz cıvatalar bu korozyon tipi için dikkat gerektirirler.

2.7.12. Erozyon korozyonu Yüksek basınçta akışkanlara maruz kalan metal elemanların mekanik yüzey

aşınması ve akabinde elektrokimyasal korozyon etkilerine maruz kaldığı

mekanizmadır. Genellikle alüminyum, titanyum ve paslanmaz bağlantı

elemanlarında karşılaşılan problemdir.

2.7.13. Oyulma ve kavitasyon korozyonu

Oksijen etkisi ile ortaya çıkan mikroskobik oyulmaların elektrokimyasal

korozyon mekanizmalarının etkisi ile büyümesi olarak tanımlanır. Noktasal

korozyon mekanizmasıdır. Yüzey üzerinde etkilidir ve nadiren bağlantı

elemanlarının bütününe zarar verir. 2.8. Somun Mukavemetinin Etkisi Cıvata bağlantılarının davranışı, somun, çekme mukavemetine kadar

sıkıldığında değişiklik gösterebilir. Bazı durumlarda cıvata dişleri boyunca

34

gerilme sebebiyle, yani somun ve / veya cıvata dişlerinin sıyrılması sonucu,

kopma diş kısmında olur.

Cıvatanın gerilmeye bağlı kırılması rahatlıkla farkedilebilirken, sıyrılma

kırılması torkta hissedilemeyen bir azalmayla birlikte oluşur. Bu nedenle,

yüksek gerilmeye bağlı kırılma veya kırılmaya yaklaşma durumunda,

cıvatanın çekmeye bağlı kırılması daha çok tercih edilir. Bunu sağlamak için

kullanılacak somunlar cıvataya göre daha yüksek dayanıma sahip olacak

şekilde standartlaştırılırlar.

Birleştirilen malzemelerin direncine karşı somun sıkılırken, cıvata, birleşim

kalınlığı dahilinde uzar. Eğer birleştirilen malzemeler ve somun dişi yeterince

sıkı ve sabit ise, somunun bir tam dönüşü cıvatanın bir adım uzamasında

sebep olur. Pratikte bu gerçekleşmez çünkü cıvata ve somunda diş

deformasyonları meydana gelir. Bunun sonucu olarak da diş açılmış

kısımdaki teorik uzama azalır.

Dişlerin deformasyonu somun ve cıvatanın sertliğine ayrıca somun ile cıvata

şaft bitimi arasındaki diş sayısına bağlıdır. Bu sebeple minimum ve

maksimum dayanıklılık düzeyinde yüksek dayanımlı cıvatalar için, değişik

sertlik değerlerinde, normal ve daha kalın somunlar ile bazı kalibrasyon

testleri yapılmıştır. Bu testler göstermiştir ki; artan somun sertliğiyle birlikte

bağlantının sıyrılma dayanımının da, kırılma durumunun, cıvatanın çekme

kırılmasına dönüşümüne kadar arttığı gözlenir. Temas sıkılığı pozisyonundan

itibaren 180o dönüş yaptırılan cıvatadaki gerilme, somunun sertliğinin

artmasıyla birlikte artar ve yüksek sertlikte cıvatalar kullanılarak daha büyük

çekme gerilmeleri sağlanır.

RCSC 1972 standart tanımında yüksek mukavemetli cıvatalar için büyük

heksagonal somunların kullanımına gereksinim duyulmuştur. Bu somunların

anahtar ağzı mesafelerinin cıvatalar ile aynı olması tek anahtarla sıkma

sebebiyle montaj kolaylığı sağlar.

35

3. CIVATALARDA GERİLME – DEFORMASYON İLİŞKİSİ 3.1. Elastik Sınır İçinde Burulma Sonrası Eksenel Yük Uygulanması Burulma ve çekme birleşik gerilmesine maruz silindirik çubuk için ilk olarak a

yarıçapındaki silindirik çubuğun elastik sınırlar içinde burulmaya maruz

bırakıldıktan sonra artan eksenel yük ile elastik – plastik sınıra kadar

uzatıldığını varsayalım. Uzama esnasında birim uzunluk için çubuğun

burulma açısı θ0 ‘ ın sabit kaldığı düşünülecektir.

Şekil 3.1. Dairesel kesit için elastik ve plastik bölgelerin gösterimi

Akma en dış bölgeden yani r = a ‘ dan başlar. Akmanın başladığı

boylamasına uzama Є0 ve eksenel gerilme sıkıştırılamayan malzemeler için

aşağıdaki gibidir;

e = Єx+ Єy+ Єz [3.1]

= 0

36

ve

K = - P / e

K = E / [3 (1-2ט)] [3.2]

Eş. 3.1‘ den e = 0 ve “Eş. 3.2 ” ‘den e = 3 (1-2ט) eşitlikleri ile Poisson

oranı;

0 = (ט1-2)3

0,5 = ט

bulunacağından eksenel gerilme σ yani Eş. 3.5 , Eş. 3.3 ve Eş. 3.4‘den

aşağıdaki ortak çözüm ile elde edilir.

σ = E Є0 [3.3]

G = E / [2(1+ ט)] [3.4]

E = 2G(1+ ט)

σ = 2G Є0 (1+ט)

σ = 2G Є0 (1+0,5)

σ = 3G Є0 [3.5]

r = a noktasında kayma gerilmesi ;

τ = Ga θ0 [3.6]

olduğundan von Mises kriterine göre θ0 ve Є0 arasındaki ilişki Eş. 3.7 ‘ de

verilmiştir.

Y2 = σ2 + 3τ2

Y2 = (3G Є0)2 + 3(Ga θ0)2

37

[Y2 / (3G2 )] = 3 (Є0)2 + a2 (θ0)2 [3.7]

Elastik bölgede benzer şekilde denklemler;

σ = 3GЄ [3.8]

τ = Gr θ0 [3.9]

şeklindedir ve r = c yani elastik-plastik sınır için Eş. 3.10 yazılabilir. [Y2 / (3G2 )] = 3 (Є)2 + c2 (θ0)2 [3.10]

Plastik bölgede gerilmeler von Mises akma kriterini ve Prandtl-Reuss

gerilme-deformasyon denklemlerini sağlamalıdır.

d Є = dℓ / ℓ

= [dσ / (3G)] + (2 σ dλ / 3) [3.11]

ve

d Ψ = (r dΦ / 2 ℓ)

= (d τ / 2G) + τ dλ [3.12]

Ψ = τ / G

= r Φ / ℓ

= r θ0

Buradan birim uzunluk için çubuğun burulma açısı θ0 = Φ / ℓ sabit kabul

edildiğinden d Ψ = 0 olur.

38

Eş. 3.11 ve Eş. 3.12 aşağıdaki şekilde ortak çözülerek, d λ elimine edilir ve

von Mises denkleminden elde edilen d τ / τ değeri ortak çözümde yerine

konursa Eş. 3.13 elde edilmiş olur.

d Є = [dσ / (3G)] + (2 σ dλ / 3) Denklemin her iki taraf τ ile çarpılır.

0 = [d τ / (2G)] + τ dλ Denklemin her iki tarafı –2 / 3 σ ile çarpılır.

Ortak çözüm sonucu ;

3G dЄ = dσ – σ ( dτ / τ ) elde edilir.

Von Mises denkleminin her iki tarafının türevi alındığında ;

Y2 = σ2 + 3τ2

2 σ dσ + 6 τ dτ = 0 ‘ dan

dτ / τ = - σ dσ / (3τ 2) elde edilir. Bu değer ortak çözümde yerine konursa

Eş. 3.13 elde edilmiş olur ;

3G dЄ = dσ + (σ2 dσ / Y2 - σ2)

3G dЄ = dσ ( Y2 - σ2 + σ2) / (Y2 - σ2)

3G dЄ = Y2 dσ / (Y2 - σ2) [3.13]

Eş. 3.13 ‘ ün integrali alınırsa plastik bölge için ;

(3 G Є / Y) = tanh-1 (σ / Y) + C eşitliği bulunur ve r yarıçapındaki birim

eleman ilk olarak plastik davranış gösterdiğinde C integral sabiti belirlenir.

39

Plastik bölge için çekme gerilimi aşağıdaki ifade ile belirlenir.

(σ / Y) = tanh [(3 G Є / Y)–( 1 - 3 G2 r2 θ02 / Y2)1/2

+ tanh-1(1 - 3 G2 r2 θ02 / Y2)1/2] [3.14]

Plastik bölgedeki kayma gerilimi Eş. 3.14 ve von Mises kriterinden

faydalanılarak çıkarılabilir (2).

3.2. Elastik - Plastik Sınıra Kadar Burulma Sonrası Eksenel Yük Uygulaması

Eğer çubuk ilk olarak r = a ‘ da kritik plastik sınıra geçiş noktasına kadar

burulursa;

Є0 = 0 olduğundan,

σ = 3G Є0

= 0 olur ve yine von Mises kriterinden ;

Y2 = σ2 + 3τ2

Y2 = 0 + 3τ2

τ = Y/ 31/2

τ = Ga θ0 olarak bulunur. Bu değerler Eş. 3.14 ‘ de yerine konursa, plastik

bölgedeki gerilim dağılımı aşağıdaki biçimde elde edilir (2).

(σ/Y) = tanh [(3 G Є / Y)–( 1 - r2/ a2) 1/2 +tanh-1(1 - r2 /a2)1/2 ] [3.15]

40

4. EKSENEL YÜK VE TORKUN EŞZAMANLI UYGULANMASI Teorik olarak cıvatalara ön gerilme verme amaçlı uygulanan tork, her bir tam

dönüş için cıvata adımı kadar cıvatada eksenel yönde bir uzama meydana

getirir. Bu sebeple elastik bölge içinde veya elastik-plastik bölge sınırında

uygulanacak tork sonrası eksenel yük uygulanması durumlarının her ikisi de,

cıvatalara öngerilme verilmesi olayı ile bağdaşmaz. Çünkü cıvataya tork

uygulanırken aynı zamanda eksenel yönde bir gerilme yaratılmış olur.

a yarıçapındaki ve ℓ uzunluğundaki silindirik çubuğun burulma gerilmesi ve

eksenel gerilmenin herhangi bir kombinasyonuna maruz kaldığını farz

edelim. Deformasyon elastik olduğunda, boylamasına gerilme tüm kesit alanı

boyunca sabit bir değerdedir ve kayma gerilmesi direkt olarak eksenden

itibaren r yarı çapı ile orantılıdır.

Akma ilk olarak r=a ‘ da oluşur ve von Mises akma kriteri sağlanır.

Yükleme plastik bölgeye doğru devam ederse, elastik-plastik sınır için

yarıçap c, sıkıştırılamaz malzemeler için elastik bölgede;

σ = 3GЄ ve τ = GrΦ/ℓ 0 ≤ r ≤ c aralığı için bulunur.

Plastik bölgede, Prandtl - Reuss gerilme -deformasyon denklemlerinden yani

Eş. 3.11 ve Eş. 3.12 ‘den dλ elimine edilir ( sayfa 40’da yapıldığı gibi ) ve von

Mises kriteri yardımıyla aşağıdaki eşitlik elde edilir (2).

[3 dℓ / (r dΦ)] = ( σ / τ ) + ℓ/(Gr) [ ( dσ / dΦ) – (σ / τ) ( dτ / dΦ) ] [4.1]

= (σ / τ ) – [(Y2 ℓ) / (G σ r)] [ dτ / (τ dΦ) ]

Elastik-plastik yükleme esnasında uzama miktarı ile burulma miktarı oranının

sabit olduğu kabulüyle dℓ/dΦ sabit değeri aα/3 ile gösterilir ve belirlenen

41

plastik eleman için σ ve τ ’ nun her ikisinin de sabit olduğu düşünülürse,

d σ = 0 ve d τ = 0 olacağından plastik bölge için Eş. 4.1 aşağıdaki şekli alır;

( σ / τ ) = (3/r) ( dℓ / dΦ)

= (3/r) ( aα / 3 )

= a α / r [4.2]

( Є / Φ ) = ( a α / 3 ℓ ) olduğundan ve (σ / τ) oranı elastik-plastik sınır boyunca

süreksel olduğundan von Mises kriteri ve Eş. 4.2 kullanılarak plastik bölge

için;

σ = α Y / (α2 + 3r2 / a2 )1/2 [4.3]

τ = (r/a) Y / (α2 + 3r2 / a2 )1/2 [4.4]

bulunur.

Plastik bölgede, elastik-plastik bölge sınırından uzaklaştıkça, eksenel gerilme

azalır, kayma gerilmesi büyür. Plastik sınırda, yani r = c’ de eksenel gerilme

süreksel olduğundan aşağıdaki eşitlik elde edilir.

Є(α2 + 3c2 / a2 )1/2 = (α Y) / (3 G)

σ ve τ için elastik ve plastik bölgelerdeki bağıntılar yardımıyla eksenel yük N

ve tork T, integrasyon yoluyla aşağıdaki şekilde bulunur;

[N / (π a2 Y)] = (αc2 / a2) [ α2 + 3c2 / a2 ] -1/2

+ (2α/3){[ α2 + 3]1/2 - [ α2 + 3c2 / a2 ]1/2 } [4.5]

[T/(πa3Y)] = [(c4 /(2a4)][ α2 + 3c2 / a2 ]-1/2 - (2α2/9){[ α2 + 3]1/2-[ α2 + 3c2 / a2 ]1/2 }

+(2/27){[ α2 + 3]3/2 - [ α2 + 3c2 / a2 ]3/2 } [4.6]

42

Eksenel yük ve burulmanın eş zamanlı uygulanması durumu, cıvatalar için

akma mukavemetinin üzerinde cıvataya öngerilme verilmesi için uygulanan

tork sonucunda cıvatada oluşan bileşik gerilmeyi ele almak suretiyle

deneysel ve teorik olarak incelenecektir.

4.1. Yapılan Kabuller 1. Elastik-plastik yükleme esnasında uzama miktarı ile burulma miktarı

oranının sabit olduğu kabulüyle dℓ/dΦ sabit değeri aα/3 ile gösterilecektir.

Kesit dairesel olarak kabul edilmiştir yani dişlerin çentik etkisi ihmal

edilmiştir.

Şekil 4.1. Burulmaya maruz silindirik çubuğun açısal deformasyonu

Ψ = τ / G

= r Φ / ℓ

= r θ0 [4.7]

Buradan θ0 = Φ / ℓ ‘ dir ve bu değer sabittir.

ℓ

Ψ

Φ

r

43

2. Yapılacak çekme deneyinde kullanılacak cıvata sıcak daldırma çinko

kaplama olduğundan k torklama katsayısı 0,25 olarak kabul edilecektir.

3. Testlerde kullanılan cıvatalar 6.8 kalite olarak seçilmiştir. Bunun sebebi

ülkemizde cıvataların ısıl işlemi için kullanılan fırınların homojen ısıtma

açısından yetersizliği, bunun sonucunda çekme testlerinde elde edilen

değerlerde, 8.8 ve üzeri kalitede, yani ısıl işleme tabi tutulması zorunlu

cıvatalar için büyük sapmalar gözlenmesidir. Seçilen M16 x 160 , DIN 931

standardında 6.8 kalitede cıvatalar, kalitesiyle ünlü İtalyan Ori-Martin

firmasından alınan aynı yığın numarasına ait telden, soğuk dövme

yöntemi ile üretilmiştir. Testlerde kullanılan numune sayısı 12 adet ile

sınırlı tutulmuştur. Çizelge 5.2’ den açıkça görüleceği üzere direkt çekme

testine maruz bırakılmış 3 adet numune cıvatadan elde edilen değerlere

bakıldığında, akma mukavemeti için ortalama değerden en fazla % 1,89’

luk bir sapma, çekme mukavemetine bakıldığında ise en fazla % 1,15’ lik

bir sapma gözlenmiştir. Bu sebeple 12 adet numune cıvata sayısının

yeterliliği kabul edilmiştir.

4. Çelik için sürtünme katsayısı 0,2 kabul edilmiştir.

44

5. DENEY

Aynı yığından seçilen M16 x 160 , DIN 931 standardında 6.8 kalitede 12 adet

cıvatadan 3 adedi direkt çekmeye, 3 adedi 24480 kg.mm, 3 adedi 25500

kg.mm ve kalan 3 adedi de 30600 kg.mm tork uygulanarak Şekil 5.1’ de

gösterildiği gibi çekme cihazına bağlanarak bileşik gerilmeye maruz

bırakılmıştır.

Şekil 5.1. Çekme cihazına bağlanan cıvataya uygulanan kuvvet ve

momentler

45

Şekil 5.2. Çekme testlerinde kullanılan numune cıvata

Çizelge 5.1. Çekme testlerinde kullanılan numune cıvataya ait özellikler Cıvata tanımı M 16 * 2 * 160 Standart DIN 931 Kalite 6.8 Yüzey kaplama Sıcak daldırma çinko kaplama Anahtar Ağzı, S 23,8 mm Köşegen uzunluğu, E 26,75 mm Kafa yüksekliği, K 10,1 mm Cıvata boyu, L 160,8 mm Cıvata şaft boyu, Ls 80,1 mm Cıvata diş uzunluğu, B 80,7 mm Cıvata diş üstü çapı, d 15,62 mm Cıvata şaft çapı, D 15,73 mm

Resim 5.1. Çekme cihazı

46

Resim 5.2. Çekme aparatına bağlı cıvata Test sonuçlarından elde edilen yük – uzama eğrileri 12 adet cıvata için EK-1

- EK-12’ de gösterilmiştir.

47

Resim 5.3. Birleşik gerilmeye maruz bırakılarak kopan cıvata

Deneyler sonucunda elde edilen bu eğrileri 3 ana bölüme ayırarak

yorumlarsak; eğrinin başlangıç noktasından, cıvatanın gerilmeye başladığı

yani elastik bölgenin başlangıç noktasına kadar olan bölümde, çekme cihazı

aparat ile bağlanan numune arasındaki boşluğu alır ve cıvatada gerilmeye

yol açmaz.

İkinci bölüm, yani; eğrinin sabit bir eğimde akma mukavemeti değerine kadar

yol aldığı elastik bölgede, torklu çekme deneylerinde, direkt çekme

deneylerinden elde edilen eğrilere göre, göze hemen çarpan bir fark

oluşmuştur. Eğri belli bir değere kadar sabit bir eğimde yol alır. Bu değerden

sonra eğim artar ve akma mukavemeti değerine ulaşır. Teorik olarak

uygulanan 3 değişik tork değeri de, cıvata kesitinde plastik bölgenin

48

oluşmasına yeterli bir gerilme yarattığından, çekme cihazı cıvatada ilk

gerilmeyi başlattığı anda eğrinin plastik bölgede olması gerekir. Bunun

anlamı elastik bölgedeki eğrinin eğiminin sonsuz olması gerektiğidir. Torklu

çekme deneylerinden elde edilen eğrilerde elastik bölgedeki değişik eğimler

için, eğriye çizilecek ortak bir teğetin eğimi sonsuza ıraksayacaktır.

Torklu çekme deneylerinden elde edilen eğrilerde elastik bölge için , belli bir

değere kadar eğrinin sabit bir eğimde ilerlemesinin sebebi, çekme cihazının

uyguladığı yüke ilk tepkiyi cıvata dişlerinin vermesi, cıvata-somun dişleri

arasındaki boşluğun, diş eğilmelerinin son bulması sonucu kapanması

sonrasında yükün gerçek anlamda cıvata şaftına aktarılmasından

kaynaklanmasıdır. Bu andan itibaren eğrinin eğimi elastik bölge içerisinde

büyümüştür.

Üçüncü bölüm, yani plastik bölgede, maksimum çekme değerine ulaşmadan

hemen önce, eğrilerde çeşitli dalgalanmalar görülmüştür. Bunun sebebi

yüksek gerilim sonucu lokal diş sıyrılmaları veya yine yüksek gerilim

sebebiyle diş üzerindeki çinko kaplamadaki kopmalardır.

Son olarak eğrilere sırasıyla bakıldığında, akma mukavemeti ile çekme

mukavemeti değerlerine karşılık gelen uzama miktarları arasındaki farkın

artan tork değerine bağlı olarak düştüğü gözlemlenebilir. Buradan çıkarılacak

sonuç cıvataya uygulanacak tork miktarının arttırılmasına orantılı olarak

cıvatanın deformasyon kapasitesinin düştüğüdür.

Cıvataların direkt ve torklu çekme deneyleri sonucunda elde edilen ortalama

akma ve çekme dayanımları ile % uzama miktarları Çizelge 5.2’ de

verilmiştir.

49

Çizelge 5.2. Yapılan çekme deneyleri sonucunda elde edilen değerler

Deney Sonuçları Numune 1 Numune 2 Numune 3 Ortalama

Akma Dayanımı

(kg/mm2) 51,71 50,8 52,73 51,75

Çekme Dayanımı

(kg/mm2) 58,65 58,04 59,36 58,68

Tork

suz

Çek

me

% Uzama 8,95 9,27 9,42 9,21

Akma Dayanımı

(kg/mm2) 52,22 53,45 53,95 53,21

Çekme Dayanımı

(kg/mm2) 58,24 58,55 59,26 58,68

2448

0 kg

.mm

Tork

lu Ç

ekm

e

% Uzama 8,44 9,15 9,67 9,09

Akma Dayanımı

(kg/mm2) 55,99 54,98 56,81 55,93

Çekme Dayanımı

(kg/mm2) 60,48 59,57 59,98 60,01

2550

0 kg

.mm

Tork

lu Ç

ekm

e

% Uzama 8,16 8,13 7,89 8,06

Akma Dayanımı

(kg/mm2) 55,99 55,99 55,79 55,92

Çekme Dayanımı

(kg/mm2) 58,14 60,18 59,67 59,33

3060

0 kg

.mm

Tork

lu Ç

ekm

e

% Uzama 7,11 8,02 7,19 7,44

50

Elde edilen bu değerlerden faydalanarak, uygulanan torkun, sırasıyla,

cıvatanın akma, çekme dayanımlarına ve deformasyon kapasitesine etkisini

belirlemek için varyans analizi uygulanmıştır.

Çizelge 5.3. Torksuz ve torklu çekmenin cıvatanın akma dayanımına etkisinin varyans analizi

Değişimin Kaynağı SD Kareler

Toplamı

Kareler

Ortalaması F oranı P

Tork 1 27,936 27,935 15,339 0,004

Tekerrür 1 1,419 1,419 0,779 0,403

Tork-Tekerrür Etkileşimi 1 0,103 0,103 0,056 0,818

Hata 8 14,569 1,821 - -

Toplam 11 44,027 - - -

Çizelge 5.3 ‘ deki P, yani olasılık değerlerine bakıldığında, torkun cıvatanın

akma dayanımına etkisi önemli bulunmuştur (P<0,05).Tekerrürlerin ve tork-

tekerrür etkileşimlerinin etkisi önemli bulunmamıştır

Çizelge 5.4. Torksuz ve torklu çekmenin cıvatanın çekme dayanımına etkisinin varyans analizi

Değişimin Kaynağı SD Kareler

Toplamı

Kareler

Ortalaması F oranı P

Tork 1 0,981 0,981 1,393 0,272

Tekerrür 1 0,839 0,839 1,191 0,307

Tork-Tekerrür Etkileşimi 1 0,006 0,006 0,008 0,931

Hata 8 5,632 0,704 - -

Toplam 11 7,457 - - -

51

Çizelge 5.4 ‘ deki P değerlerine bakıldığında, torkun, tekerrürlerin ve tork-

tekerrür etkileşimlerinin hiçbirinin çekme dayanımına etkisi önemli

bulunmamıştır.

Çizelge 5.5. Torksuz ve torklu çekmenin cıvatanın deformasyon kapasitesine etkisinin varyans analizi

Değişimin Kaynağı SD Kareler

Toplamı

Kareler

Ortalaması F oranı P

Tork 1 3,386 3,386 6,445 0,035

Tekerrür 1 0,285 0,285 0,543 0,482

Tork-Tekerrür Etkileşimi 1 0,020 0,020 0,038 0,850

Hata 8 4,203 0,525 - -

Toplam 11 7,894 - - -

Çizelge 5.4 ‘ deki P değerlerine bakıldığında, torkun cıvatanın akma

dayanımına etkisi önemli bulunmuştur (P<0,05).Tekerrürlerin ve tork-tekerrür

etkileşimlerinin etkisi önemli bulunmamıştır

Yapılan varyans analizlerinden ve deney sonuçlarından, cıvatalara

uygulanan tork miktarının artmasıyla, akma dayanımının belli bir değere

kadar arttırdığı, çekme dayanımının değişmediği ve deformasyon

kapasitesinin yani % uzama miktarının düştüğü sonucuna varılmıştır.

Deneysel sonuçlar, cıvatanın akma dayanımının, uygulanan tork miktarı

arttırılmasına rağmen sınırlı bir değere kadar yükseldiğini göstermektedir. Bu

olay ancak elastoplastik yaklaşımla açıklanabilir.

Cıvata başı ile bağlanan parça arasındaki sürtünmeyi bulabilmek için cıvata

ronde çapını bulmamız gereklidir. Bu sebeple Şekil 5.3’ de gösterildiği üzere

M16 numune cıvatalardan alınan ortalama değerlere göre ronde çapı;

d0 = ( D0 + dD ) / 2 [5.1]

= 19,25 mm’ dir.

52

Şekil 5.3. Cıvatalarda baş altı ronde çapı

Galvanizli M16 cıvatalar için elastik bölgede kayma ve çekme gerilmesi

arasındaki oranı bulmak için, sıkma amaçlı uygulanan toplam moment için iki

ayrı eşitlik yazılabilir.

Mstop = Msa + Ms [5.2]

= [μ0 x N x ( d0 / 2 )] + (πτ a3 /2)

= [μ0 x σ x As x ( d0 / 2 )] + (πτ a3 /2)

= [μ0 x N x ( d0 / 2 )] + T

ve

Mstop = k x N x d [5.3]

= k x σ x As x d

d0

D0

dD

53

k = 0,25

As = π a2

= 148,28 mm2

a = (148,28/ π)1/2

= 6,872 mm

d = 15,62 mm

σak ort = 51,74 kg/mm2

Tüm değerler Eş. 5.2 ve Eş. 5.3 de yerine konduğunda ve bu iki eşitlik

birbirine eşitlendiğinde elastik bölge için ;

(τ / σ) = 0,576 [5.4]

oranı elde edilir.

Eş. 4.5 ve Eş. 4.6‘ daki α sabit değerini bulabilmek için direkt çekme

testinden elde edilmiş ortalama akma dayanımı değerinden faydalanarak, Eş.

5.4 ve von Mises kriterini kullanarak;

Y = σ ak ort = 51,75 kg/mm2

Y2 = σ2 + 3τ2

Y2 = σ2 + 3(0,576 σ) 2

σ = 36,63 kg/mm2

τ = 21,11 kg/mm2

olarak bulunur.

c / a = 1 değeri, yani kesitin tamamen elastik olduğu düşünüldüğünde, ve

Y = 51,75 kg/mm2 değeri Eş. 4.5 ve Eş. 4.6 da yerine konduğunda;

T = 10753,9 Kg.mm

N = 5431,2 Kg

54

olarak bulunarak T ve N değerlerinden de α = 1,7353 bulunur.

Çizelge 5.2’ den faydalanarak 24480 kg.mm tork uygulanmış ve akma

dayanımı 53,21 kg/mm2 olan cıvatalar için Eş. 4.5 ve Eş. 4.6 ‘de çeşitli (c/a)

oranları uygulanmak suretiyle ilk olarak T ve N değerleri, bu değerlerden de τ

ve σ değerleri elde edilmek suretiyle cıvataların elastoplastik davranışları

irdelenmiş ve Çizelge 5.6 oluşturulmuştur.

Çizelge 5.6. 24480 kg.mm tork uygulanmış cıvatalar için kesitteki elastik – plastik bölge oranlarına bağlı gerilme değerleri

c/a T (Kg.mm) N (Kg) τ (Kg/mm2) σ (Kg/mm2) 1 11057 5584 21,7 37,7

0,9 11520 5842 20,3 48,6

0,8 11828 6056 18,6 63,8

0,7 12019 6226 16,5 85,7

0,6 12127 6353 14,3 119,0

0,5 12181 6442 12,0 173,8

0,4 12205 6496 9,6 273,8

0,3 12212 6525 7,2 488,9

0,2 12213 6536 4,8 1102,0

0,1 12214 6539 2,4 4409,9

0 12214 6539 0,0 0,0

Yine Çizelge 5.2’ den faydalanarak benzer şekilde 25500 kg.mm ve 30600

kg.mm tork uygulanmış ve akma dayanımları sırasıyla 55,93 ve 55,92

kg/mm2 olan cıvatalar için Eş. 4.5 ve Eş. 4.6 ‘de çeşitli (c/a) oranları

uygulanmak suretiyle ilk olarak T ve N değerleri, bu değerlerden de τ ve σ

değerleri elde edilmek suretiyle cıvataların elastoplastik davranışları

irdelenmiş ve Çizelge 5.7 oluşturulmuştur.

55

Çizelge 5.7. 25500 kg.mm ve 30600 kg.mm tork uygulanmış cıvatalar için

kesitteki elastik – plastik bölge oranlarına bağlı gerilme değerleri

c/a T (kg.mm) N (kg) τ (kg/mm2) σ (kg/mm2) 1 11622 5870 22,8 39,6

0,9 12109 6140 21,4 51,1

0,8 12433 6365 19,5 67,1

0,7 12633 6544 17,4 90,1

0,6 12747 6678 15,0 125,1

0,5 12804 6771 12,6 182,7

0,4 12828 6828 10,1 287,8

0,3 12836 6858 7,6 513,9

0,2 12838 6871 5,0 1158,5

0,1 12838 6873 2,5 4635,1

0 12838 6873 0,0 0,0

24480 kg.mm tork için;

N = 6401,8 kg değeri Eş. 5.2 ‘de yerine konursa;

Mstop = T = 12157 kg.mm değeri elde edilir. Bu iki değer arasında Eş. 5.2 ‘den

kaynaklanan sabit bir oran mevcuttur.

Çizelge 5.6’ ye baktığımızda ise N ve T değerleri arasında sabit bir oran

olmadığını görürüz. Yukarıda belirtilen N = 6401,8 kg ve T = 12157 kg.mm

değerleri, Çizelge 5.6’ de interpolasyon yöntemi uygulanmak suretiyle

bulunan ve aynı zamanda Eş. 5.2‘yi sağlayan tek iki değerdir. Bu değerlerden

faydalanarak ve yine interpolasyon yöntemini kullanarak 24480 kg.mm tork

uygulanması sonucunda kesitteki c/a oranının 0,5444 olduğu bulunmuştur.

Benzer şekilde 25500 kg.mm tork için;

56

N = 6641,2 kg değeri Eş. 5.2 ‘te yerine konursa;

T = 12716 Kg.mm değeri elde edilir.

Bu değerler, Çizelge 5.7’ de interpolasyon yöntemi uygulanmak suretiyle

bulunan ve aynı zamanda Eş. 5.2‘ yi sağlayan tek iki değerdir. Bu

değerlerden faydalanarak ve yine interpolasyon yöntemini kullanarak 25500

kg.mm tork uygulanması sonucunda kesitteki c/a oranının 0,6272 olduğu

bulunmuştur.

30600 kg.mm tork için Eş. 5.2 ‘den elde edilebilecek hiçbir değer Çizelge 5.7

içinde yer almaz. Bunun anlamı, 30600 kg.mm değerinde uygulanan tork

sebebiyle, cıvata kesitinde elastik bölgenin kalmamış olmasıdır.

Yapılan testler sonucunda cıvatalarda meydana gelen yüzde uzama

miktarları Çizelge 5.2‘de gösterilmiştir. Uzama miktarlarının

hesaplanmasında birleşim kalınlığı ℓ = 125 mm, deformasyon öncesi

uzamaya maruz cıvata boyu olarak ele alınmıştır.

57

6. SONUÇ VE ÖNERİLER M16 x 160, DIN 931 standardında, 12 adet sıcak daldırma çinko kaplama

cıvata üzerinde yapılan testler sonucunda görülmüştür ki, uygulanan tork

değerine bağlı olarak, cıvata kesitindeki elastik bölgenin, plastik bölgeye göre

oranının küçülmesiyle, bileşik gerilme için τ / σ oranı da küçülür.

Bunun sebebi; c/a oranının, uygulanan tork değerine bağlı olarak

küçülmesidir. Bu oranın küçülmesi, maksimum kayma gerilme değerinin

azalması, eksenel yöndeki çekme gerilmesinin küçülen elastik bölge alanı

sebebiyle artması anlamına gelir.

Çekme gerilmesi değerinde, uygulanan değişik tork değerleri sonucunda,

direkt çekme testi ile elde edilen değerden çok büyük sapmalar

gözlenmemiştir. Bu sebeple, yapılan testler sonucunda; kesitteki elastik

bölgeyi yok edemeyecek büyüklükte verilen tork değerinin çekme dayanımı

üzerinde bir etkisi olmadığını, akma dayanımını belli bir değere kadar

arttırdığını ve ekte verilen test sonuçlarındaki yük – uzama eğrilerinden elde

edilen % uzama miktarları göz önüne alındığında sünekliği azalttığı sonucuna

varılmıştır. Elastoplastik yaklaşıma göre kesitteki elastik bölgenin tamamen

yok olmasına sebep 30600 kg.mm ‘ lik tork sonucunda akma ve çekme

dayanımının, 25500 kg.mm tork sonucunda elde edilen değerlere göre bir

düşüş göstermemesi, sünekliğin düşmesi dışında, cıvataya akma değeri

üzerinde öngerilme verilmesi sonucunda ortaya çıkan kopma riskini daha da

düşürmektedir.

Sonuç olarak süneklikteki bu düşüşün kabul edilebileceği bağlantılarda akma

sınırının üzerinde öngerilme yaratacak tork değerlerinin uygulanmasının 6.8

ve alt kalitedeki cıvatalar için uygun olduğu öngörülmüştür.

Dikkat edilmesi gereken asıl konu 8.8 kalite ve üzeri ağır hizmet cıvataları

için, yaptığımız çalışmalar doğrultusunda elde ettiğimiz sonuçların kesinlikle

geçerli olmayacağıdır. Isıl işleme tabi tutulmaları zorunlu olan bu tür

58

cıvatalarda, yapılan çekme testlerinden elde edilen değerler birbirlerinden

oldukça büyük sapmalar gösterebilirler. Bu sebeple de, torkun cıvatanın

eksenel yöndeki dayanımına etkisini belirlemek oldukça zordur. Ayrıca, ısıl

işlem sebebiyle sertlikleri oldukça yükselen bu cıvatalar için sınırlı süneklik

özelliklerinin korunması şarttır.

59

KAYNAKLAR

1. “ Metric Fastener Standarts 3nd ed.”, Industrial Fasteners Institute, Cleveland, M52-M59, B30-B43 (1999).

2. Chakrabarty, J., “Theory of Plasticity 2nd ed. “, McGraw Hill, Singapore, 129-138 (1998).

3. Kulak, G.L., Fisher, J.W. and Struik, J.H.A., “ Guide to Design Criteria for

Bolted and Riveted Joints 2nd ed. ”, Wiley, New York, 39-71 (1974). 4. Almen, J.O., “ How tight should a bolt be?”, Fasteners, 1(1):11-13 (1944). 5. Cornfed, A.S., “ Bolt preload-how can you be sure it’s right”, Machine

Design,1(2):1-3(1975). 6. “ Specifications for Structural Joints Using ASTM A325 or A490 Bolts”,

Research Council on Structural Connections, 14-28(1985). 7. Maney, G.A., “ Predicting Bolt Tension “, Fasteners, 3(5):6-9(1946). 8. Pauw, A., Howard, L.L., “ Tension Control for High-Strength Structural

Bolts “, Proceedings, American Ins. Of Steel Construction, New York,9-21 (1955).

9. AREA Commitee on Iron and Steel Structures, “ Use of High-Strength

Structural Bolts In Steel Railway Bridges “, American Railway Engineering Association, 56:5-8 (1955).

10. Krickenberger, C.F., Chesson, E., Munse, W.H., “ Evaluation of Nuts for

Use with High-Strength Bolts “, Structural Research Series University Of Illinois, Urbana, 128(1957).

11. Deren, H., Uzgider, E., Piroğlu, F., “ Çelik Yapılar 3. Baskı “, Çağlayan

Kitabevi, İstanbul, 97-103 (2003). 12. Akkurt, M., “ Makine Elemanları 3. Baskı “, Cilt 1, Birsen Yayınevi,

İstanbul, 298-305 (1997).

60

EKLER

61

EK- 1 “Direkt çekme testi 1” için yük – uzama eğrisi

Şeki

l 1.1

“Dire

kt ç

ekm

e te

sti 1

” iç

in y

ük –

uza

ma

eğris

i

62

EK- 2 “Direkt çekme testi 2” için yük – uzama eğrisi

Şeki

l 2.1

“Dire

kt ç

ekm

e te

sti 2

” iç

in y

ük –

uza

ma

eğris

i

63

EK- 3 “Direkt çekme testi 3” için yük – uzama eğrisi

Şeki

l 3.1

“Dire

kt ç

ekm

e te

sti 3

” iç

in y

ük –

uza

ma

eğris

i

64

EK- 4 “24480 kg.mm torklu çekme testi 1” için yük-uzama eğrisi

Şeki

l 4.1

“244

80 k

g.m

m to

rklu

çek

me

test

i 1”

için

yük

-uza

ma

eğris

i

65

EK- 5 “24480 kg.mm torklu çekme testi 2” için yük-uzama eğrisi

Şeki

l 5.1

“244

80 k

g.m

m to

rklu

çek

me

test

i 2”

için

yük

-uza

ma

eğris

i

66

EK- 6 “24480 kg.mm torklu çekme testi 3” için yük-uzama eğrisi

Şeki

l 6.1

“244

80 k

g.m

m to

rklu

çek

me

test

i 3”

için

yük

-uza

ma

eğris

i

67

EK- 7 “25500 kg.mm torklu çekme testi 1” için yük-uzama eğrisi

Şeki

l 7.1

“255

00 k

g.m

m to

rklu

çek

me

test

i 1”

için

yük

-uza

ma

eğris

i

68

EK- 8 “25500 kg.mm torklu çekme testi 2” için yük-uzama eğrisi

Şeki

l 8.1

“255

00 k

g.m

m to

rklu

çek

me

test

i 2”

için

yük

-uza

ma

eğris

i

69

EK- 9 “25500 kg.mm torklu çekme testi 3” için yük-uzama eğrisi

Şeki

l 9.1

“255

00 k

g.m

m to

rklu

çek

me

test

i 3”

için

yük

-uza

ma

eğris

i

70

EK- 10 “30600 kg.mm torklu çekme testi 1” için yük-uzama eğrisi

Şeki

l 10.

1 “3

0600

kg.

mm

tork

lu ç

ekm

e te

sti 1

” iç

in y

ük-u

zam

a eğ

risi

71

EK- 11 “30600 kg.mm torklu çekme testi 2” için yük-uzama eğrisi

Şeki

l 11.

1 “3

0600

kg.

mm

tork

lu ç

ekm

e te

sti 2

” iç

in y

ük-u

zam

a eğ

risi

72

EK- 12 “30600 kg.mm torklu çekme testi 3” için yük-uzama eğrisi

Şeki

l 12.

1 “3

0600

kg.

mm

tork

lu ç

ekm

e te

sti 3

” iç

in y

ük-u

zam

a eğ

risi

73

ÖZGEÇMİŞ 1979 yılında Ankara’ da doğan Ziya Turgut Özmen, 1990 yılında Gazi

Anadolu Lisesi’nde başladığı orta ve lise öğrenimini 1997 yılında

tamamlayıp aynı yıl Gazi Üniversitesi Mühendislik-Mimarlık Fakültesi Makine

Mühendisliği Bölümü’nde lisans eğitimine başlamıştır. 2001 yılında sona eren

lisans eğitiminden sonra askerlik görevini tamamlayarak 2002 yılında

Aytemizler Makine San. ve Ltd. Şti.’de üretim mühendisi olarak işe başlamış,

aynı yıl Gazi Üniversitesi Fen Bilimleri Enstitüsü Makine Mühendisliği Ana

Bilim Dalı’nda yüksek lisans eğitimine kabul edilmiştir. 2005 yılında Mitaş

Cıvata San. ve Ltd. Şti.’de 6 ay kadar çalıştıktan sonra özel sebeplerden

dolayı eski işyerine geri dönmüştür ve halen Aytemizler Makine San. ve Ltd.

Şti.’de çalışmaktadır.