Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 Effect of welding current on microstructure and mechanical properties of 15% deformed TWIP steel joined with electrical resistance spot welding Hakan Aydın1* , Mümin Tutar2 , Kemal Davut3,4 , Ali Bayram1 1Department of Mechanical Engineering, Bursa Uludag University, Bursa, 16059, Turkey 2Turkish National Defence University, Air NCO Higher Vcatonal School, 35415, Gaziemir, Izmir, Turkey 3Department of Metallurgical and Materials Engineering, Atılım University, Ankara, 06830, Turkey 4Metal Forming Center of Excellence, Atılım University, Ankara, 06830, Turkey Highlights: Graphical/Tabular Abstract  15% deformed TWIP steel  Welding current effect  Microstructure and mechanical properties of the spot welds Keywords:  TWIP steel  Electrical resistance spot welding  Microstructure  Mechanical properties  Fracture surface characterization Figure A. Microstructure and mechanical properties of 15% deformed TWIP steel joined with electrical Article Info: resistance spot welding Research Article   Received: 21.02.2019 Purpose: The present study aims to investigate the effect of welding current on the microstructure and Accepted: 31.05.2019 mechanical properties of the 15% deformed TWIP steel sheets joined with electrical resistance spot welding. DOI: Theory and Methods: 10.17341/gazimmfd.530292 The commercial TWIP steel sheets with a thickness of 1.3 mm were cold rolled at room temperature using alaboratory rolling mill with 15% reduction in a final thicknesses of approximately 1.1 mm. The welding processes were carried out using a medium-frequency direct current (MFDC) resistance spot welding machine Acknowledgement: connected to an ABB robot arm. The welds were performed with welding currents of 6 kA, 7 kA, 8 kA, 9 kA The authors are grateful to and 10 kA, while keeping the other parameters constant. Optical microscopy, Scanning Electron Microscopy the Scientific and (SEM), SEM/Energy Dispersive Spectroscopy (SEM-EDS) and SEM/Electron Backscatter Diffraction (SEM- Technological Research EBSD) techniques were used in microstructure characterization. Microhardness measurements and tensile Council of Turkey shear tests were performed to determine the mechanical properties. The fracture surfaces of the spot welded (TUBITAK) for its financial joints were also examined using SEM. support to this research (Project number: MAG Results: 213M597). The authors are Deformation twins have disappeared in the weld zone and large annealing twins have appeared in HAZ. The also grateful to Ermetal Inc. nugget size, the indentation depth and HAZ width increased almost linearly with the increase of welding for providing facilities for current. Also, grain coarsening and the twin thicknesses in the HAZ increased with the increase of welding the resistance spot-welding current. The welding did not cause any phase transformation in the welding zone. The hardness values in the processes. weld zone were considerably lower than the hardness of the base metal. Tensile shear load increased with the increase of welding current. The fracture characteristics are generally a mixture of brittle-ductile fracture. Correspondence: Author:Hakan Aydın Conclusion: e-mail: The microstructure and tensile shear properties in weld zone of 15% deformed TWIP steel have changed hakanay@uludag.edu.tr significantly depending on the welding current. However, although the hardness values in the weld zone were phone: +90 224 294 06 52 considerably lower than that of the base metal, the welding current has no significant effect on the hardnessvalues of the weld zone. Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 Elektrik direnç punta kaynağı ile birleştirilen %15 deforme edilmiş TWIP çeliğinde kaynak akımının mikroyapı ve mekanik özellikler üzerindeki etkisi Hakan Aydın1* , Mümin Tutar2 , Kemal Davut3,4 , Ali Bayram1 1Bursa Uludağ Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Makine Mühendisliği Bölümü, 16059 Görükle Bursa, Türkiye 2Milli Savunma Üniversitesi, Hava Astsubay Meslek Yüksekokulu, 35415, Gaziemir, İzmir, Türkiye 3Atılım Üniversitesi, Mühendislik Fakültesi, Metalurji ve Malzeme Mühendisliği Bölümü, 06830, İncek Ankara, Türkiye 4Atılım Üniversitesi, Metal Şekillendirme Mükemmeliyet Merkezi, 06830, İncek Ankara, Türkiye Ö N E Ç I K A N L A R  %15 deforme edilmiş TWIP çeliği  Kaynak akımı etkisi  Punta kaynaklarının mikroyapı ve mekanik özellikleri Makale Bilgileri ÖZET Araştırma Makalesi Çalışmada, %15 deforme edilmiş TWIP saclarının elektrik direnç punta kaynağıyla birleştirmelerinde Geliş: 21.02.2019 kaynak akımının mikroyapı ve mekanik özellikler üzerindeki etkisi incelenmiştir. Mikroyapı Kabul: 31.05.2019 karakterizasyonunda optik mikroskop, taramalı elektron mikroskobu (SEM), SEM/Enerji dağılımlı X-ışını Spektroskopisi (SEM-EDS) ve SEM/Elektron Geri Saçılım Kırınımı (SEM-EBSD) teknikleri kullanılmıştır. DOI: Mekanik özelliklerin belirlenmesinde, mikrosertlik ölçümleri ve çekme testleri yapılmıştır. Kaynak akımı 10.17341/gazimmfd.530292 artışı ile erime bölgesindeki kaynak boşlukları azalırken, çekirdek çapı, çökme miktarı ve ısı tesiri altındakibölge (ITAB) genişliği yaklaşık lineer bir şekilde artmıştır. Kaynak bölgesinde deformasyon ikizleri ortadan Anahtar Kelimeler: kalkarken, ITAB’da iri tavlama ikizleri ortaya çıkmıştır. Ayrıca, kaynak akımı artışıyla ITAB’daki tane TWIP çeliği, irileşmesi ve ikiz kalınlıkları artmıştır. Ancak, kaynak işlemi kaynak bölgesinde herhangi bir faz elektrik direnç punta dönüşümüne neden olmamıştır. Bu sebeple, kaynak bölgesi sertlik değerleri temel malzemenin sertlik kaynağı, değerlerinden oldukça düşük kalmıştır. Genel itibariyle, en düşük sertlikler ITAB’da gözlenmiştir. Kaynak mikroyapı, akımı ile kaynak bölgesi sertlik değerleri arasında herhangi bir korelasyon elde edilmemiştir. Kopma yükükaynak akımı ile artmıştır: En yüksek kopma yükü 10 kA kaynak akımında elde edilmiştir. Düşük kaynak mekanik özellikler, akımlarında aryüzey tipi kırılma meydana gelirken yüksek kaynak akımlarında buton çekirdek tipi kırılmalar kırılma yüzeyi ortaya çıkmıştır. Kırılma karakteristikleri genel itibariyle gevrek-sünek karışımıdır. Daha yüksek karakterizasyonu mukavemete sahip numunelerde gevrek-sünek kırılma bölgesinde sünek kırılma, gevrek kırılma bölgesinde ise trans-granular kırılma karakteristikleri artış göstermiştir. Effect of welding current on microstructure and mechanical properties of 15% deformed TWIP steel joined with electrical resistance spot welding H I G H L I G H T S  15% deformed TWIP steel  Welding current effect  Microstructure and mechanical properties of the spot welds Article Info ABSTRACT Research Article The effect of current on properties of 15% deformed TWIP sheets joined with spot welding was investigated Received: 21.02.2019 in this study. Optical microscopy, Scanning Electron Microscopy (SEM), SEM/Energy Dispersive Accepted: 31.05.2019 Spectroscopy (SEM-EDS) and SEM/Electron Backscatter Diffraction (SEM-EBSD) techniques were used in microstructure characterization. Microhardness and tensile tests were performed to determine mechanical DOI: properties. The nugget size, indentation depth and heat affected zone (HAZ) width increased almost linearly 10.17341/gazimmfd.530292 with increased current, while the weld cavities decreased with increased current. Large annealing twins haveappeared in HAZ, while deformation twins have disappeared. Grain coarsening and twin thicknesses in HAZ Keywords: increased with increased current. However, the welding didn’t cause any phase transformation. Therefore, TWIP steel, hardness in weld zone was considerably lower than base metal hardness. In general, the lowest hardness was electrical resistance spot observed in HAZ. There was no correlation between current and hardness in weld zone. Fracture load welding, increased with increased current: The highest fracture load was obtained at 10 kA. Button pullout fractures microstructure, have emerged with higher currents, whereas interfacial fractures have occurred with lower currents. Fracture mechanical properties, characteristics are generally a mixture of brittle-ductile. In weld samples with higher strength, the fracture fracture surface characteristics of ductile in brittle-ductile zone and the trans-granular in brittle zone have increased. characterization *Sorumlu Yazar/Corresponding Author: hakanay@uludag.edu.tr, mumin@.net, kemal.davut@atilim.edu.tr, bayram@uludag.edu.tr / Tel: +90 224 294 06 52 804 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 1. GİRİŞ (INTRODUCTION) 2. DENEYSEL METOT (EXPERIMENTAL METHOD) Otomotiv sektöründe, ultra yüksek mukavemetli, beklenen Bu çalışmada kullanılmak üzere 1.3 mm kalınlığındaki performansı daha ince et kalınlığı ile sağlayabilen veya TWIP çelik sacı ticari olarak temin edilmiştir. Kullanılan bu mevcut kalınlıkla daha yüksek bir performans ortaya koyan, çelik sac %0,28C, %15,6Mn, %1,06Si, %1,89Al, %0,564Cr, kolay şekillendirilebilir ve daha ucuz sac kullanmak mevcut %0,1Ti ve geri kalanı da Fe’den oluşmaktadır. Bu çelik sac rekabet koşullarında neredeyse bir zorunluluk haline soğuk haddeleme ile %15 deforme edilerek sacın kalınlığı gelmiştir [1]. Bu anlamda, yeni nesil inovatif nitelikte yaklaşık olarak 1,1 mm’ye düşürülmüştür. Soğuk değerlendirilen TWIP (Twinning Induced Plasticity) deformasyon ile sacın çekme mukavemeti 982 MPa’dan çeliklerinin kullanımının yakın bir gelecekte otomotiv 1220 MPa’a artmış olup, uzama değeri %46’dan %20’ye endüstrisinde yaygınlaşması öngörülmektedir. Günümüzde düşmüştür. Deforme edilen bu çelik sac kaynak numuneleri otomotiv sanayinde kullanılan saclar için geçerli olan “sac için 20x50mm boyutlarında lazer ile kesilmiştir (Şekil 1). dayanımının artması ile sacın şekillendirilebilme kabiliyeti Tüm kaynak işlemleri ABB marka kaynak robotuna bağlı azalmaktadır” kuralı, TWIP yüksek mangan alaşımlı MFDC (Medium-Frequency Inverter Technique) punta ostenitik çelik saclarla ortadan kaldırılabilmektedir [1-5]. kaynak makinesiyle gerçekleştirilmiştir. Kaynak elektrodu TWIP saclarında şekillendirmenin etkisiyle mevcut ostenit olarak da 6 mm çapında bakır alaşımı elektrodlar kullanıldı. fazında değişim meydana gelir; ancak bu değişim faz Tüm kaynaklarda 250 ms kaynak zamanı, 2250 N elektrot dönüşümünden ziyade sadece atomik diziliştedir (ikizlenme) baskı kuvveti, 40 ms sıkma zamanı ve 40 ms kaynak sonu [1, 6, 7]. TWIP saclarında dayanımı sağlayan mekanizma, bu tutma zamanı sabit tutulmuştur. Kaynak akımı olarak 6 kA, ikizlenme (Twinning) mekanizmasıdır [1, 8-13]. 7 kA, 8 kA, 9 kA ve 10 kA değerleri kullanılmıştır. Kaynak parametrelerinin hassas kontrolü kaynak robotunun bağlı Otomotiv sanayinde kullanılan saclarda şekillendirme olduğu BOS6000 programı ile gerçekleştirilmiştir. sonrasında kaynak işlemi kaçınılmaz bir üretim yöntemidir. Kaynaklar esnasında elektrod çapında meydana gelebilecek Otomotiv sektörü dikkate alındığında yassı çeliklerin değişikliklerin deney sonuçlarına etkisini mimimuma kullanımının söz konusu olduğu yerlerde en çok kullanılan indirebilmek için belirlenen periyodlarda (ortalama her 20 kaynak yöntemi elektrik direnç punta kaynağıdır. Otomotiv kaynakta sonrası) kaynak elektrotları ya yenileri ile sanayinde yaygın şekilde kullanılan IF (Interstitial-Free steel değiştirildi ya da hassas talaşlı işleme tabi tutuldu. Numunelerin kaynak için sabitlenmesini sağlayacak, kaynak (Arayer Atomsuz çelik)), HSLA (High Strength Low Alloy işlemini pratikleştirerek işlem hızını arttıracak, numune steel (Düşük Alaşımlı Yüksek Mukavemetli çelik)) ve DP ölçülerine uygun bir fikstür imal edilmiş ve kaynak (Dual Phase steel (İki Fazlı çelik)) gibi sacların elektrik işlemlerinde bu fisktür kullanılmıştır. Çalışmada direnç punta kaynağı ile birleştirilmesi üzerine bugüne kadar kullanılacak kaynak akımının maksimum hangi seviyelerde birçok detaylı araştırma ve değerlendirme yapılmış ve bu olacağı ön çalışmalarla tespit edilmiştir: Kaynak akımının 10 sacların punta kaynağı ile ilgili hemen hemen tüm hususları kA değerinden daha yüksek değerlerinde önemli düzeyde aydınlığa kavuşturulmuştur. Ancak, otomotiv sanayine sayılabilecek sıçratma gözlemlenerek çökme miktarı yönelik yeni nesil çelik grubunda yer alan TWIP saclarının endüstriyel anlamda kabul edilemez değerlere ulaşmıştır. Bu elektrik direnç punta kaynağı ile ilgili detaylı çalışmalar sebeple, kaynak akımının etkisini belirleme yönünde üretilen oldukça sınırlıdır. Bu sebeple, TWIP saclarının otomotiv %15 deformasyon oranına sahip kaynaklı numunelerde sanayiye adaptasyon sürecini hızlandırmak için punta maksimum kaynak akımı değeri olarak 10 kA değeri kaynağı ile ilgili temel hususları aydınlığa kavuşturmaya alınmıştır. yönelik detaylı araştırmaların ve değerlendirmelerin yapılması gerekir. Bu amaçla, bu çalışma kapsamında, %15 soğuk deformasyona uğratılmış TWIP saclarının elektrik direnç punta kaynağıyla birleştirmelerinde kaynak akımının kaynak bölgesi içyapıları ve mekanik özellikleri üzerindeki etkileri detaylı bir şekilde ortaya konulmuştur. Bilindiği gibi, otomotiv sanayinde kullanılan saclara genel itibariyle soğuk şekillendirme sonrasında kaynak işlemleri uygulanmaktadır. Bu bağlamda, soğuk şekillendirme sonrası temel malzeme özellikleri önemli ölçüde değişen TWIP çeliklerinde, deformasyon sonrası uygulanan kaynak işlemleri etkilerinin belirlenmesi daha fazla anlam kazanmaktadır. Çalışmada, kaynak bölgesi mikroyapı karakterizasyonunda optik mikroskop, taramalı elektron mikroskobu (SEM), SEM/Enerji dağılımlı X-ışını Spektroskopisi (SEM-EDS) ve SEM/Elektron Geri Saçılım Kırınımı (SEM-EBSD) Şekil 1. Kaynaklı numune ölçüleri teknikleri kullanılmıştır. (Welded specimen dimensions) 805 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 Kaynak işlemlerinden sonra, kaynaklı numuneler, makro ve mekanik özelliklerini belirlemek için, numuneler mikro yapı incelemeleri için kaynak merkezi boyunca kesiti mikrosertlik ölçümlerine ve çekme testlerine tabi alınacak şekilde metalografik kesme cihazı ile kesildi. tutulmuşlardır. 100 µm aralıklarla taramalı şekilde Sonrasında, enine kaynak kesitleri bakalite alınıp, 0.25 gerçekleştirilen mikrosertlik ölçümlerinde, özellikle erime µm’ye kadar parlatma işlemleri yapıldı. Kaynak makro ve bölgesindeki dendritler arası mikro ve makro gözenekler bu mikro yapısını ortaya çıkarmak için sırasıyla %3 Nital bölgede sertlik ölçümlerini önemli ölçüde engellemiştir. dağlayıcısı ve Na2S2O5 solüsyonu (100 ml H2O içinde 10 g Yapılan birçok mikrosertlik taramasında erime bölgesinde Na2S2O5) ayrı ayrı 2 adımda uygulandı (renkli dağlama yorumlanabilir sertlik değerlerinin elde edilememesinden yöntemi). Optik mikroskop görüntüleri polarize ışık altında dolayı her bölgenin ayrı ayrı sertlik değerlerinin alınıp Clemex görüntü analiz sistemine sahip Nikon DIC yorumlanması yoluna gidilmiştir. Vickers mikrosertlik mikroskobu ile alındı. Kaynak kesitlerinin optik testleri metalografik numuneler üzerinden DUROLINE-M incelemelerine ilaveten, içyapı görüntülenmesinde ve mikrosertlik cihazı ile ısı tesiri altındaki bölgede (ITAB) ve kimyasal analizde 20 kV ZEISS EVO® 40 tip SEM ve SEM- temel malzemede 200 g’lık, kaba dendritik yapıya sahip EDS’den yararlanıldı. Kaynaklı numunelerin çekirdek çapı erime bölgesinde ise 500 g’lık yükleme uygulanarak 10 sn (veya erimiş bölge boyutu) çekme testi ile koparılmış süre ile gerçekleştirilmiştir. Kaba dendritik yapıya sahip numuneler üzerinden Mitutoyo dijital kumpas kullanılarak erime bölgesinde yoğun mikro gözeneklerin varlığı 200 g’lık belirlenmiştir. Ayrıca, numunelerin içyapı yüklemedeki mikrosertlik ölçümlerini önemli ölçüde karakterizasyonunda elektron geri-saçılım kırınımı (EBSD) etkilediğinden bu bölgede daha yüksek bir yüklemenin bazlı oryantasyon mikroskopisi de kullanılmıştır. EBSD kullanılmasını zorunlu hale getirmiştir. Kaynaklı numuneler tekniğinin numuneyle etkileşim derinliği 5-10 nm arasında bilgisayar kontrollü UTEST-7014 marka üniversal çekme değiştiğinden [14] numune yüzeyleri tamamen hatalardan test cihazı kullanılarak kopma yükleri belirlenmek üzere arındırılmıştır. Ayrıca, incelenecek yüzeyde herhangi bir laboratuvar şartlarında 5 mm/dak sabit uzama hızında plastik deformasyon veya kalıntı gerilme oluşturmaktan çekme-kayma testlerine tabi tutulmuştur. Herbir parametre kaçınmak için numune olabildiğince az yükle zımparalamış grubu için en az 3 deney numunesine çekme testleri ve parlatılmıştır. Hatalardan ve kabartılardan arındırılmış bir uygulanarak ortalama kopma yükleri tespit edilmiştir. yüzey elde etmek için numune yüzeyleri standart SiC Ayrıca, kaynaklı numunelerin çekme testleri sonucundaki zımpara kâğıtlarıyla hazırlandıktan sonra 3 aşamalı (9, 3 ve kırılma yüzeyleri de SEM ile incelenmiştir. 1 µm’lik) elmas solüsyonuyla kaba parlatmaya tabi tutulmuştur. Sonrasında yüzeyler 0.05 mikron çapta koloidal 3. SONUÇLAR VE TARTIŞMALAR silis partikülleri içeren OPS (Active Oxide Polishing) (RESULTS AND DISCUSSIONS) solüsyonluya 10 dakika boyunca parlatılmıştır. Numune yüzeyi hazırlama işlemleri tam otomatik Struers Tegramin Elektrik direnç punta kaynağı ile kaynak edilmiş %15 25 cihazlarıyla yapılmıştır. Oryantasyon mikroskopisi Zeiss deformasyon oranına sahip TWIP çeliklerinin kaynak Merlin FEG-SEM taramalı elektron mikroskobuna bağlı kesitleri 3 ana mikroyapısal bölgeden meydana gelmiştir: EDAX/TSL EBSD sistemi ve Hikari EBSD kamerası Erime Bölgesi (EB), Isı Tesiri Altındaki Bölge (ITAB) ve kullanılarak gerçekleştirilmiştir. Mikroskobun ivmelendirme Temel Malzeme (TM) (Şekil 2). %15 soğuk deformasyon voltajı 15 kV, demet akımı 5 nA ve de çalışma mesafesi uygulanmış TWIP sacının TM mikroyapısı, genel itibariyle (WD) 13 mm olacak şekilde, altıgen bir örüt oluşturarak haddeleme doğrultusunda yönlenmiş katmanlı bantları ve temel malzeme için 0.1 µm; ITAB (HAZ) bölgesi için de 0.2 daha yoğun mekanik ikizlenmeleri de içeren haddeleme µm ölçüm adımı (step size) kullanılarak EBSD doğrultusunda uzamış ince taneli ostenitlerden ibarettir [6]. haritalamaları yapılmıştır. EBSD kamerası 2x2 piksel Kaynak işlemi ile kaynak bölgesinin faklı bölgelerinde farklı gruplama yaparak (başka bir değişle EBSD deseni 320x240 sıcaklıkların ortaya çıkmasına bağlı olarak ostenit taneleri piksel olacak şekilde) 30,3 milisaniye poz süresinde, 30 farklı morfolojilere sahip olmuştur. Erime bölgesi genel kare/s hızında çalıştırılmıştır. Tüm haritalar en düşük x400 itibariyle tipik kaba kolonsal dendiritik döküm mikro büyütmede ölçülerek, EBSD haritasını oluşturan tüm yapısına sahipken, kaynak işlemi esnasında ısıl çevrime noktaların odaklanmış olması sağlanmıştır. Ham EBSD maruz kalan ITAB’da ise ostenit tanelerinin boyutu temel verisi işlenirken, TSL OIM Analyisis v7.2 yazılımı malzeme tane boyutundan oldukça büyüktür. Ayrıca, kullanılmıştır. Öncelikle; “tane indeksleme güveni ITAB’da kaynak esnasındaki ısıl çevrime bağlı olarak iri standartlaştırması” (GCIS) yöntemi kullanılmıştır. tavlama ikizleri meydana gelmiştir. Sonrasında indexleme güveni 0.1’in altında olan ölçüm noktaları analizlerden çıkarılmıştır. İçyapı, EBSD desen Kaynak akımının kaynaklı numunelerin makroyapılarına kalitesi (image quality, IQ), ters-kutup figürleri (inverse pole etkisi Şekil 3’te gösterilmiştir. TWIP çeliklerinin elektrik figüre, IPF), tane sınırıları yönelim farkı açısı direnç punta kaynağında EB’nde ortaya çıkan makro (misorientation angle) değerlerine ve çakışık yer kafesleri boyuttaki karakteristik sıçratma esaslı herhangi bir boşluk (CSL (Coincident Site Lattices)) tipi tane sınırlarına hatasına kaynak edilen bu numunelerde rastlanmamıştır [7]. bakılarak karakterize edilmiştir. Analizlerde taneler, birbiri Bu da, çalışma için seçilen kaynak akımı değerlerinin arasında 5 dereceden az yönelim farkı olan komşu piksellerin oldukça uygun olduğunu göstermektedir. Ancak, kaynak oluşturduğu kümeler olarak tanımlanmış ve bu tanım numunelerinin EB’nde kaynak arayüzeyinde irili, ufaklı doğrultusunda oluşturulmuştur. Kaynaklı numunelerin kaynak hatalarını da görmek mümkündür. Genel itibariyle 806 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 Şekil 2. Kaynaklı numuneleri tipik mikroyapıları (Kaynak akımı 9 kA) (Typical microstructures of welded samples (Welding current 9 kA)) artan kaynak akımı ve buna bağlı olarak da artan ısı girdisi ile bu kaynak hatalarının azaldığı olduğu görülmektedir. Bunun sebebi, daha yüksek ısı girdisine bağlı olarak EB’nde daha düşük soğuma hızı gösterilebilir. Yani, kaynak bölgesindeki soğuma hızı azaldıkça bu kaynak hataları da azalmaktadır. Bu anlamda, soğuma hızı ile ilişkili olan bu kaynak hataları büzülme esaslıdır. Ayrıca, kaynaklı numunelerin makroyapılarından kaynak akımı artışı ile dolayısıyla ısı girdisi artışıyla çökme miktarında da bir artış meydana geldiği görülmektedir (Şekil 3). Elektrik direnç punta kaynağı ile kaynak edilmiş %15 deformasyon oranına sahip TWIP çeliklerinde kaynak akımı ile çekirdek çapı ve çökme miktarı arasındaki ilişki Şekil 4’de verilmiştir. Kaynak akımı artışı ile ısı girdisi artışına bağlı olarak çekirdek çapı ve çökme miktarı hemen hemen lineer şekilde artmıştır: Her ikisi içinde lineer korelasyon kararlılık katsayısı (R2) 0,97 olarak elde edilmiştir. Maksimum çekirdek çapı ve çökme miktarı değeri artan ısı girdisine bağlı olarak maksimum kaynak akımında elde edilmiştir.Kaynak akımının ITAB genişliğine ve ITAB mikroyapısına etkisi Şekil 5-7’de verilmiştir. ITAB genişliği kaynak akımı artışı ile ısı girdisi artışına bağlı olarak lineere yakın bir şekilde artmaktadır: ITAB genişliği ve kaynak akımı arasındaki lineer korelasyon kararlılık katsayısı (R2) 0,91 olarak elde edilmiştir (Şekil 6). Kaynaklı numunelerin ITAB mikroyapılarına bakıldığında ise, kaynak akımı artışıyla ısı girdisi artışına bağlı olarak genel itibariyle tanelerin irileşmekte ve tavlama ikizlerinin kalınlıkları Şekil 3. Kaynak akımının makroyapıya etkisi a) 6 kA b) 7 artmaktadır (Şekil 7). Kaynaklı numunelerin ITAB kA c) 8 kA d) 9 kA e) 10 kA mikroyapıları SEM-EBSD haritalaması ile de incelenmiştir. (Effect of welding current on macrostructure) 807 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 Şekil 4. Kaynaklı numunelerde a) çekirdek çapı ve b) çökme miktarının kaynak akımı ile değişimi (Change of (a) nugget diameter and (b) indentation depth with welding current in welded samples) Şekil 5. Kaynak akımının ITAB genişliğine etkisi a) 6 kA b) 7 kA c) 8 kA d) 9 kA e) 10 kA (Effect of welding current on HAZ width) 808 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 İleri karakterizasyon yöntemlerinden biri olan SEM-EBSD tekniği, çelik mikroypılarının güvenilir ve nicel olarak da açıklanabilmesine imkân tanımaktadır [15-16]. Şekil 8’deki SEM-EBSD haritalamasından da ısı girdisi artışına bağlı olarak ITAB genişliği artışı, ITAB’daki tavlama ikizlerini de içeren yeniden kristalleşme taneleri, ITAB’daki tane irileşmesi ve tavlama ikiz kalınlıklarının artışı net olarak görülmektedir. Ayrıca, ısı girdisi artışıyla ITAB’daki tane irileşmesine istinaden tavlama ikiz boylarının artması sonucuna da ulaşılabilir. Ancak, SEM-EBSD görüntülerinden kaynaklı numunelerde ısı girdisi artışına bağlı olarak tavlama ikizleri yoğunlukları ile ilgili net bir şey Şekil 6. ITAB genişliğinin kaynak akımı ile değişimi söylenememektedir (Şekil 8). Ayrıca, TM mikroyapısında (Change of HAZ width with welding current) 100 nm ölçüm adımı (step size) kullanılmasına rağmen Şekil 7. ITAB mikroyapısının kaynak akımı ile değişimi a) 6 kA b) 7 kA c) 8 kA d) 9 kA e) 10 kA (Change of HAZ microstructure with welding current) 809 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 Şekil 8. Numunelerin desen kaliteli ters-kutup figür haritaları (IPF with IQ maps) a) %15 deforme edilmiş TM b) 6 kA kaynak akımına sahip numuneye ait ITAB c) 10 kA kaynak akımına sahip numuneye ait ITAB (ND Normal Doğrultu RD Hadde Doğrultusu) (The IPF + IQ maps of specimens a) 15% deformed base metal b) the HAZ of the joint welded at 6 kA c) the HAZ of the joint welded at 10 kA. (ND Normal Direction RD Rolling Direction)) deformasyon ikizlerinin görüntülenmesi de mümkün oranlarında, deformasyonun seviyesine bağlı olarak olmamıştır. Bu da, TM mikroyapısındaki deformasyon ikiz teksturun <001>-<111> yönlenmesinde keskinleşeceği ifade kalınlıklarının 100 nm’nin altında olduğuna işaret edilmiştir. Beklendiği gibi, TM’nin SEM-EBSD etmektedir. TWIP çelikleri üzerine yapılan birçok EBSD haritalamasından elde edilen görüntüde içyapıdaki tekstur çalışmasında da deformasyon ikizlerinin SEM-EBSD <001>-<111> doğrultularında keskinleşmektedir (Şekil 8a). tekniği ile haritalanamadığı belirtilmiştir [17-19]. Ancak, Ayrıca, Urrutia ve Raabe [20] ve Urrutia vd. [21] yaptıkları SEM-EBSD analizlerinden ters kutup figürlerden (IPF) çalışmalarında taneler için üç tip deformasyon oluşumu alınan verilerden (tekstur veya yönlenmeden) yararlanılarak tanımlamışlardır: Tip 1, <001>//Uzama Ekseni (UE) da numunelerdeki deformasyon ikizleri ile ilgili bilgi doğrultularına yakın bir şekilde yönlenmiş tanelere karşılık edinilebilmektedir [20, 21]. Bilindiği üzere, soğuk olarak gelir ve gelişmiş dislokasyon hücre yapısını ve düşük deforme edilmiş TWIP çeliklerinin içyapısında deformasyon deformasyon ikizlenme aktivitesini gösterir. TM’nin SEM- yoğunluğuna bağlı olarak dislokasyon ve deformasyon ikiz EBSD görüntüsünde içyapıdaki <001> doğrultusuna yakın yoğunluğu artar. Tane içerisindeki bu dislokasyon ve yönlenmiş (kırmızı tonlarında) taneler net bir şekilde ikizlenme oluşumları (substructures) kristalografik görülmektedir (Şekil 8a). Bu taneler, %15 deformasyona yönlenmeye sıkı bir şekilde bağlıdır. Urrutia ve Raabe [20] bağlı olarak dislokasyon yoğunluğu artmış taneler olarak tarafından yapılan bir çalışmada, yüksek deformasyon değerlendirilmektedir. Tip 2 taneleri, <001>//UE ve 810 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 <111>//UE kristalografik doğrultuları arasında toparlanan (kendine gelen) ve yeniden kristalleşmiş tanelere yönlenmişlerdir ve bu taneler ikizlenme için en yüksek de işaret etmektedir [22, 23]. Kaynaklı numunelerin yönelim Schmid faktörüne sahip primer ikizlenme sistemi boyunca farkı açısı dağılımlarında yüksek açılı Σ3 CSL (60°<111>) lamelli ikiz yapısına sahiptir. Bu bağlamda, Şekil 8a’daki ve Σ9 CSL (38,9°<101>) tipi sınırları oranının TM’ye göre içyapıda <001> ve <111> doğrultuları arasında yönlenmiş oldukça yüksek olması yüksek açılı yeniden kristalleşme (pembe tonlarında) tanelerin primer ikizlenme sistemine ait tanelerinden ve tavlama ikizlenmesinden kaynaklanmaktadır ikizleri içerdiği söylenebilir. Tip 3 taneleri ise, <111>//UE (Şekil 9). Kaynaklı her iki numunede de Σ3 CSL tipi sınır kristalografik doğrultularına yakın yönlenmişlerdir ve oranı %30’unda üzerindedir (Şekil 9d). önemli bir şekilde deformasyon ikizlenmesini ve dislokasyon aktivitesini göstermektedir. Bu anlamda, Bu bağlamda, Şekil 8 b ve Şekil 8c’deki kaynaklı TM’nin SEM-EBSD görüntüsünde içyapıdaki <111> numunelerin SEM-EBSD görüntülerindeki <111> ve <101> doğrultusuna yakın yönlenmiş (mavi tonlarında) taneler doğrultularında yönlenmiş tanelerin (mavi ve yeşil tonlu), önemli miktarda deformasyon ikizleri içeriyor denilebilir esas itibariyle toparlanan veya yeniden kristalleşmiş (Şekil 8a). Bunlara ilaveten, deformasyona uğramış tanelerden oluşmaktadır. Yazarların daha önce yapmış tanelerde Σ3 (Sigma 3) CSL (60°<111>) ve Σ9 (Sigma 9) oldukları çalışmaya istinaden, kaynak öncesi uygulanan CSL (38,9°<111>) tipi sınırlar ikiz sınırlarına işaret %15’lik soğuk deformasyon oranı tavlama ikizlerini ve etmektedir [20-25]. Buna istinaden bu numune, deformasyon yüksek açılı yeniden kristalleşme tanelerini arttırmıştır.[7] ikizlenmesinden kaynaklı θ ~ 60°’de pik vermiştir (Şekil 9a). Yani, kaynaklı numunelerin ITAB bölgelerinde deformasyon etkisi neredeyse tamamen ortadan kalkmıştır. Deforme olmuş tanelerde deformasyon ikizlenmesinin Nitekim kaynaklı numunelerde düşük açılı tane sınırları (θ ~ analizde bir diğer kriter de düşük açılı tane sınırlarıdır (θ ~ 5°) oranının TM’ye göre çok daha düşük değerlerde olması 5°): Deformasyon oranı ile düşük açılı tane sınırları bu bölgedeki deformasyon etkisinin önemli ölçüde ortadan artmaktadır [24-25]. Nitekim, %15 deformasyon oranına kalktığını gösterir niteliktedir (Şekil 9 b ve Şekil 9c). Ancak, sahip TM’nin oldukça yüksek oranda düşük açılı tane 10 kA kaynak akımına sahip numunede düşük açılı tane sınırlarına sahip olduğu görülmektedir (Şekil 9a). Diğer sınırlarının nispeten yüksek olması düşük açılı tane taraftan, yeniden kristalleşme sıcaklığı üzerinde tavlanmış sınırlarına sahip yeniden kristalleşme tanelerine işaret tanelerde yüksek açılı Σ3 CSL (60°<111>) ve Σ9 CSL etmektedir [6, 23]. Ticari olarak temin edilen TWIP çeliğinin (38,9°<101>) tipi sınırlar tavlama ikizlerinin yanısıra sertliği 260 HV0.2 civarlarında iken %15 deformasyon Şekil 9. Numunelerin yönelim farkı açısı dağılımları (Misorientation angle) a) b) c) ve çakışık yer kafesleri (CSL) tipi sınırların dağılımı d) a) %15 deforme edilmiş TM b) 6 kA kaynak akımına sahip numune c) 10 kA kaynak akımına sahip numune (The misorientation angle profiles a) b) c) and CSL boundaries (d) of specimens a) 15% deformed base metal b) the joint welded at 6 kA c) the joint welded at 10 kA) 811 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 oranında deforne edildikten sonra TWIP çeliğinin ortalama Mikrosertlik ölçümleri sonucunda, kaynak bölgesi sertlik sertlik değeri 363 HV0.2 olarak elde edilmiştir. Deformasyon değerleri temel malzemeye göre çok daha düşük değerlerde ile meydana gelen bu sertlik artışının temel mekanizması kalmıştır (Şekil 10). Hatta, kaynak bölgesindeki bu sertlik ikizlenmedir. değerleri deformasyon uygulanmadan önceki TM’nin bile sertlik değerinden daha düşük değerlerdedir. Bu sonuç, kaynak bölgesinde herhangi bir martensitik dönüşümün olmadığını (veya herhangi bir faz dönüşümünün) ve deformasyon ikizlerinin neredeyse tamamen ortadan kalktığını göstermektedir. ITAB’de nispeten daha ince tane yapısına sahip 6 kA kaynak akımına sahip numunede nispeten daha yüksek ITAB sertliği elde edilmiştir. Ancak, bu numune haricinde ITAB sertlikleri EB sertliklerinden daha düşük değerlerde kalmıştır. Mikrosertlik ölçümlerine genel itibariyle bakıldığında ise kaynak bölgesi sertlik değerleri ile kaynak akımı arasında herhangi bir korelasyonun olmadığı görülmektedir. Şekil 11’de kaynaklı numunelerin çekme eğrileri ve kaynak akımının kopma yüküne etkisi görülmektedir. Kaynak akımı artışı ile kopma yükü sürekli bir artış içerisindedir. Kaynak Şekil 10. Kaynak bölgesi sertlik değerlerinin kaynak akımı akımı 6 kA’den 10 kA’e arttırılmasıyla kopma yükü %18 ile değişimi artmıştır ve maksimum kopma yükü 12,38 kN ile 10 kA’lik (Change of hardness values in weld zone with welding current) kaynak akımında elde edilmiştir. Bu artış çekirdek çapındaki Şekil 11. Kaynaklı numunelerin a) kaynak akımına bağlı olarak belirlenen çekme eğrileri b) kopma yüklerinin kaynak akımına bağlı olarak değişimi ve c) çekirdek çapı ile kopma yükü arasındaki ilişki ((a) Tensile curves determined depending on the welding current of the welded samples b) change of tensile shear load depending on welding current and c) the relationship between nugget diameter and tensile shear load) 812 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 artış ile doğrudan ilişkilidir (Şekil 11c): Çekirdek çapı daha yüksek kaynak mukavemetine sahip olmuştur. artışıyla kaynaklı numunelerin kopma yükleri lineere yakın Arayüzey kırılmasında, merkez dışındaki daha gevrek bir şekilde artmıştır (lineer korelasyon kararlılık katsayısı tarzdaki kırılmalar kaynak mukavemetinin daha düşük (R2) 0,84 olarak elde edilmiştir). Ancak, yüksek kaynak çıkmasına yol açmıştır: 6 kA ile kaynak edilen numuneden akımlarında kopma yükündeki artış nispeten daha azdır merkez dışındaki bölgede meydana gelen gevrek tarzdaki (Şekil 11b). Bu da, nispeten çökme miktarındaki artış ile kırılmalar çekme-kayma yüklemesinde daha hızlı bir şekilde ilişkilendirilebilir (Şekil 4b). Farklı kaynak akımları merkez bölgeye doğru yayılarak kaynaklı numunenin kullanılarak üretilen numuneler içerisinde en düşük kaynak nispeten daha erken kırılmasına sebep olmuştur. Daha mukavemetine sahip 6 kA ile kaynak edilen numunenin yüksek kaynak mukavemetine sahip 8 kA ile kaynak edilen kırılma yüzeyi SEM görüntülerinden, kırılmanın arayüzey numunedeki kırılma ise kısmi buton çekirdek şeklinde tipinde (EB boyunca kırılma) bir kırılma şeklinde gerçekleşmiştir (Şekil 14). Bu numunenin arayüzey kırılma gerçekleştiği görülmektedir (Şekil 12). Kırılma yüzeyinin bölgesindeki kırılma karakteristikleri incelendiğinde, kaynak merkezi civarı ve merkez dışı kırılmaları ayrı ayrı merkez dışındaki kırılma yüzeyi sünek kırılma olarak değerlendirildiğinde, merkez dışındaki bölgede, karakteristiklerini de içeren gevrek kırılmanın etkin olduğu kısmen sünek tarzda kırılma işaretlerini de (oldukça sığ gevrek-sünek karışık kırılma tarzındadır.EB sınırları mikro-çukurcuklar) içeren gevrek tarzda bir kırılmanın ön içerisindeki arayüzey kırılma bölgesindeki kırılmalar gevrek planda olduğu bir kırılma yüzeyi gözlenmektedir. Kaynak tarzda doğrudan dendritik sınırlarda ayrılmalar şeklinde merkezi civarındaki kırılma ise, merkez dışı kırılma gerçekleşmiştir (Şekil 14). Bu tür dendritik morfolojideki yüzeyine nazaran daha fazla sünek kırılma karakteristiklerini kırılmalar, EB ve ITAB arasındaki geçiş bölgesindeki sıvı içermektedir. 7 kA kaynak akımı ile edilen numunede de çatlaklarından kaynaklanan katılaşma çatlakları ile kırılma arayüzey tipinde gerçekleşmiştir (Şekil 13). Şekil ilişkilendirilmektedir [26, 27]. Bu numunenin kırılma 13’deki kırılma yüzeyi görüntüleri incelendiğinde, bu yüzeyindeki dendritik yapısı üzerinde gerçekleştirilen SEM- numunenin kırılma yüzeyinin 6 kA ile kaynak edilen EDS analizlerinde, Mn ağırlıkça oranı dendrit kolları numuneye nazaran daha fazla sünek kırılma işaretleri arasında (son katılaşan noktalar) %17,19 iken dendrit içerdiğini söylemek mümkündür. Bu bağlamda, 7 kA ile kollarında ise %14,06 değerinde olduğu görülmüştür (Şekil kaynak edilen numune 6 kA ile kaynak edilen numuneden 15). Şekil 12. 6 kA ile kaynak edilen numuneye ait çekme testi sonrasındaki SEM kırılma yüzeyi görüntüleri (SEM fracture surfaces after tensile testing of the sample welded with 6 kA) 813 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 Şekil 13. 7 kA ile kaynak edilen numuneye ait çekme testi sonrasındaki SEM kırılma yüzeyi görüntüleri (SEM fracture surfaces after tensile testing of the sample welded with 7 kA) Şekil 14. 8 kA ile kaynak edilen numuneye ait çekme testi sonrasındaki SEM kırılma yüzeyi görüntüleri (SEM fracture surfaces after tensile testing of the sample welded with 8 kA) 814 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 Diğer taraftan, ağırlıkça Al oranı dendrit kolları arasında yüzeyinde ise, sünek kırılma işaretlerini de içeren gevrek %0,95 iken dendrit kollarında ise %3,15 değerindedir (Şekil kırılmanın ön planda olduğu bir kırılma karakteristiği 15). Temel malzeme içerisindeki ağırlıkça Mn oranı %15,60 sergilenmiştir (Şekil 14). ve ağırlıkça Al oranı %1,89 değerindedir. Temel malzeme kompozisyonu ile karşılaştırıldığında, Mn dendrit kolları Buton tipi çekirdek veren nispeten yüksek kaynak arasında, Al dendrit kollarında zenginleşirken, diğer taraftan mukavemetine sahip 9 kA ve 10 kA ile kaynak edilen Mn dendrit kollarında, Al dendrit kolları arasında numunelerin kırılma yüzeyleri de Şekil 16 ve Şekil 17’de fakirleşmiştir. Mn miktarının, kaynak merkezinde de halen verilmiştir. 9 kA ile kaynak edilen numunenin çekirdek yüksek miktarlarda bulunması kaynak merkezindeki ostenit üzerindeki kırılma karakteristikleri incelendiğinde, iki farklı yapının tamamen stabil kalmasına imkan tanımıştır. bölge dikkat çekicidir: Gevrek-sünek tarzda kırılma bölgesi ITAB’da herhangi bir erime meydana gelmediği için ve trans-granular gevrek klevaj kırılmanın ön plana çıktığı ITAB’daki kimyasal kompozisyon temel malzemeye kırılma bölgesi (Şekil 16). 10 kA ile kaynak edilen eşdeğerdir. Bu suretle, ITAB tane yapısının tamamıyla stabil numunenin çekirdek üzerindeki kırılma karakteristikleri de 9 ostenit yapısından oluştuğunu söylemek mümkündür. 8 kA kA ile kaynak edilen numune ile benzerlik taşımaktadır ile kaynak edilen numunenin çekirdek üzerindeki kırılma (Şekil 17). Ancak, gevrek-sünek tarzdaki kırılma bölgesinde Şekil 15. 8 kA ile kaynak edilen numuneye ait kırılma yüzeyi üzerinden gerçekleştirilen SEM-EDS analizi a) Dendrit kolları üzerinden b) Dendrit kolları arasından (SEM-EDS analysis on the fracture surface of the sample welded with 8 kA a) On the dendrite arms b) On the between of the dendrite arms Şekil 16. 9 kA ile kaynak edilen numuneye ait çekme testi sonrasındaki SEM kırılma yüzeyi görüntüleri (SEM fracture surfaces after tensile testing of the sample welded with 9 kA) 815 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 Şekil 17. 10 kA ile kaynak edilen numuneye ait çekme testi sonrasındaki SEM kırılma yüzeyi görüntüleri (SEM fracture surfaces after tensile testing of the sample welded with 10 kA) daha sünek tarzda kırılmalar ve gevrek kırılma bölgesinde en düşük sertlik değerleri ısı tesiri altındaki bölgede elde daha etkin trans-granular kırılma dikkat çekmektedir. edilmektedir. Kaynak akımı ile kaynak bölgesi sertlik Ayrıca, bu numunede de EB ve ITAB geçişindeki katılaşma değerleri arasında herhangi bir korelasyon mevcut değildir. çatlaklarından kaynaklanan dendiritik yapıyı ortaya çıkaran Kaynak akımı artışı ile kaynaklı bağlantıların kopma yükü doğrudan ayrılmalarda söz konusu olmuştur. artmaktadır. En yüksek kopma yükü 10 kA kaynak akımı ile elde edilmiştir. Düşük kaynak akımlarında (6-7 kA) aryüzey 4. SONUÇLAR (CONCLUSIONS) tipi kırılma meydana gelirken yüksek kaynak akımlarında (9- 10 kA) buton çekirdek tipi kırılmalar ortaya çıkmaktadır. 8 Bu çalışmada, %15 soğuk deformasyona uğratılmış TWIP kA kaynak akımı ile elde edilen kaynaklı bağlantılardaki saclarının elektrik direnç punta kaynağıyla birleştirmelerinde kırılmalar ise kısmi buton çekirdek kırılması (karışık kaynak akımının kaynak bölgesi içyapıları ve mekanik kırılma) şeklinde gerçekleşmektedir. Kırılma özellikleri üzerindeki etkileri incelenmiştir. Yapılan karakteristikleri genel itibariyle gevrek-sünek karışımıdır. deneysel çalışmalar sonucunda elde edilen sonuçlar Daha yüksek mukavemete sahip numunelerde gevrek-sünek aşağıdaki gibi özetlenebilir: kırılma bölgesinde sünek kırılma, gevrek kırılma bölgesinde ise trans-granular kırılma karakteristikleri artış Erime bölgesinde büzülme esaslı kaynak boşlukları ortaya göstermektedir. çıkmaktadır. Kaynak akımı artışı ile erime bölgesindeki bu kaynak boşlukları azalma eğilimindedir. Çekirdek çapı, TEŞEKKÜR (ACKNOWLEDGEMENT) çökme miktarı ve ısı tesiri altındaki bölge genişliği kaynak akımı artışı ile yaklaşık lineer bir şekilde artmaktadır. Bu çalışma, MAG 213M597 proje numarası ile TÜBİTAK Kaynak bölgesinde temel malzemenin içerdiği deformasyon “Başlangıç Ar-Ge Projeleri Destekleme” Programı ikizleri tamamen ortadan kalkmaktadır. Isı tesiri altındaki kapsamında finansal olarak desteklenmiştir. Yazarlar olarak, bölgede kaynak esnasındaki ısıl çevrime bağlı olarak bu desteklerinden dolayı TÜBİTAK’a teşekkür ederiz. yeniden kristalleşme ve iri tavlama ikizleri meydana Ayrıca, yazarlar olarak, kaynakların yapılmasında gelmektedir. Kaynak akımı artışı ile ısı tesiri altındaki yardımlarını esirgemeyen Bursa Ermetal A.Ş.’ye de bölgede tane irileşmesi ve ikiz kalınlıkları artmaktadır. teşekkürlerimizi sunmaktayız. Uygulanan kaynak işlemi kaynak bölgesinde herhangi bir faz dönüşümü meydana gelmemektedir. Kaynak bölgesinde de KAYNAKLAR (REFERENCES) temel malzemede olduğu gibi ostenit fazı mevcuttur. Kaynak bölgesi sertlik değerleri temel malzemenin sertlik 1. Tutar M., Aydın H., Bayram A., The optimisation of değerlerinden oldukça düşük kalmaktadır. Genel itibariyle, welding parameters for electrical resistance spot-welded 816 Aydın ve ark. / Journal of the Faculty of Engineering and Architecture of Gazi University 35:2 (2020) 803-817 TWIP steels using a taguchi method, Pamukkale 16. Petrov R., Kestens L., Wasilkowska A., Houbaert Y., University Journal of Engineering Sciences, 24 (4), 650- Microstructure and texture of a lightly deformed TRIP- 657, 2018. assisted steel characterized by means of the EBSD 2. Bouaziz O., Allain S., Scott C.P., Cugy P., Barbier D., technique, Materials Science and Engineering: A, 447, High manganese austenitic twinning induced plasticity 285–297, 2007. steels: A review of the microstructure properties 17. Niendorf T., Rubitschek F., Maier H.J., Niendorf J., relationships, Current Opinion in Solid State & Richard H.A., Frehn A., Fatigue crack growth- Materials Science, 15, 141-168, 2011. Microstructure relationships in a high-manganese 3. Chen L., Zhao Y., Qin, X., Some aspects of high austenitic TWIP steel, Materials Science and manganese twinning-induced plasticity (TWIP) steel, a Engineering: A, 527, 2412–2417, 2010. review, Acta Metallurgica Sinica (English Letters), 26, 18. Yang H.K., Zhang Z.J., Zhang Z.F., Comparison of 1-15, 2013. twinning evolution with work hardening ability in 4. Cornette D., Cugy P., Hildenbrand A., Bouzekri M., twinning-induced plasticity steel under different strain Lovato G., Ultra high strength FeMn TWIP steels for rates, Materials Science and Engineering: A, 622, 184– Automotive Safety Parts, SAE Technical Paper 2005- 188, 2015. 01-1327, 2005. 19. Hwang J.K., Yi I.C., Son I.H., Yoo J.Y., Kim B., 5. De Cooman B.C., Estrin Y., Kim S.K., Twinning- Zargaran A., Kim N.J., Microstructural evolution and induced plasticity (TWIP) steels, Acta Materialia, 142, deformation behavior of twinning-induced plasticity 283-362, 2018. (TWIP) steel during wire drawing, Materials Science 6. Aydın H., Tutar M., Bayram A., Strain effect on the and Engineering: A, 644, 41–52, 2015. microstructure, mechanical properties and fracture 20. Gutierrez-Urrutia I., Raabe D., Study of Deformation characteristics of a TWIP steel sheet, Transactions of the Twinning and Planar Slip in a TWIP Steel by Electron Indian Institute of Metals, 71 (7), 1669-1680, 2018. Channeling Contrast Imaging in a SEM, Materials 7. Tutar M., Aydın H., Bayram A., Effect of weld current Science Forum, 702–703, 523–529, 2011. on the microstructure and mechanical properties of a 21. Gutierrez-Urrutia I., Zaefferer S., Raabe D., The effect resistance spot-welded TWIP steel sheet, Metals, 7, 519, of grain size and grain orientation on deformation 2017. twinning in a Fe-22wt.% Mn-0.6wt.% C TWIP steel, 8. Saha D.C., Cho Y., Park Y., Metallographic and fracture Materials Science and Engineering: A, 527- 15, 3552– characteristics of resistance spot welded TWIP steels, 3560, 2010. Science and Technology of Welding and Joining, 18 (8), 22. Kumar B.R., Das S.K., Mahato B., Das A., Chowdhury 711-720, 2013. S.G., Effect of large strains on grain boundary character 9. Ma L., Wei Y., Hou L., Yan B., Microstructure and distribution in AISI 304L austenitic stainless steel, mechanical properties of TWIP steel joints, Journal of Materials Science and Engineering: A, 454–455, 239– Iron and Steel Research, International, 21 (8), 749-756, 244, 2007. 2014. 23. Saleh A.A., Gazder A.A., Pereloma E.V., EBSD 10. Jin J.E., Lee Y.K., Strain hardening behavior of a Fe- observations of recrystallisation and tensile deformation 18Mn-0.6C-1.5Al TWIP steel, Materials Science and in twinning induced plasticity steel, Transactions of the Engineering: A, 527 (1-2), 157-161, 2009. Indian Institute of Metals, 66,5–6, 621–629, 2013. 11. Anand K.K., Mahato B., Haase C., Kumar A., 24. Yuan X., Chen L., Zhao Y., Di H.,. Zhu F., Influence of Chowdhury S.G., Correlation of defect density with annealing temperature on mechanical properties and texture evolution during cold rolling of a Twinning- microstructures of a high manganese austenitic steel, Induced Plasticity (TWIP) steel, Materials Science and Journal of Materials Processing Technology, 217, 278– Engineering: A, 711, 69-77, 2018. 285, 2015. 12. Xiong T., Zheng S.J., Zhou Y.T., Pang J.C., Jin Q.Q., 25. Haase C., Barrales-Mora L.A., Molodov D.A., Gottstein He G.L., Zheng X.D., Yang L.X., Beyerlein I.J., Ma G., Tailoring the mechanical properties of a twinning- X.L., Enhancing strength and thermal stability of TWIP induced plasticity steel by retention of deformation steels with a heterogeneous structure, Materials Science twins during heat treatment, Metallurgical Transactions and Engineering: A, 720, 231-237, 2018. A, Physical Metallurgy and Materials Science, 44- 10, 13. McCormack S.J., Wen W., Pereloma E.V., Tomé C.N., 4445–4449, 2013. Gazder A.A., Saleh A.A., On the first direct observation 26. Saha D.C., Cho Y., Park, Y.-D., Metallographic and of de-twinning in a twinning-induced plasticity steel, fracture characteristics of resistance spot welded TWIP Acta Materialia, 156, 172-182, 2018. steels, Science and Technology of Welding and Joining, 14. Zaefferer S., On the formation mechanisms, spatial 18(8), 711–720, 2013. resolution and intensity of backscatter Kikuchi patterns, 27. Saha D.C., Han S., Chin K.G., Choi I., Park Y.-D., Ultramicroscopy, 10, 254–66, 2007. Weldability evaluation and microstructure analysis of 15. Gourgues A.F., Flower H.M, Lindley, T.C., Electron resistance-spot- welded high-Mn steel in automotive backscattering diffraction study of acicular ferrite, application, Steel Research International, 83 (4), 352– bainite, and martensite steel microstructures, Materials 357, 2012. Science Technology, 16, 26–40, 2000. 817